TAPCHICKVN-SODACBIET-VINHLONG

ISSN 0866 - 7056 TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn ISSN 0866 - 7056 TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn ISSN 0866 - 7056 TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn Đối tác Thiết bị an ninh quốc phòng Hoàng Mai không ngừng phấn đấu để phát triển mạnh mẽ các trụ cột chiến lược là THIẾT BỊ MÁY MÓC CÔNG NGHIỆP THIẾT BỊ ĐÀO TẠO DẠY NGHỀ THIẾT BỊ CHUYÊN DỤNG ĐẶC CHỦNG SẢN XUẤT, PHÂN PHỐI HÀNG TIÊU DÙNG THI CÔNG XÂY DỰNG Bằng phương thức không ngừng sáng tạo, đổi mới trong nghiên cứu và ứng dụng các giải pháp công nghệ cao, góp phần đưa xã hội Việt Nam tiến nhanh vào tương lai. Qua đó, Hoàng Mai tin tưởng sẽ đem lại sự hài lòng cho khách hàng và cuộc sống phong phú về cả vật chất lẫn tinh thần cho toàn thể nhân viên. ISSN 0866 - 7056 TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn THỂ LỆ GỬI VÀ ĐĂNG BÀI BÁO KHOA HỌC TRÊN TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM Tạp chí Cơ khí Việt Nam là cơ quan thông tin về lý luận nghiệp vụ của ngành Cơ khí Việt Nam, được Bộ Thông tin và Truyền thông cho phép xuất bản định kì hàng tháng và phát hành rộng rãi trên địa bàn cả nước. Theo đó, Tạp chí Cơ khí Việt Nam có nhiệm vụ thường xuyên tuyên truyền, phổ biến các chủ trương chính sách của Đảng, pháp luật của Nhà nước và định hướng phát triển của ngành Cơ khí Việt Nam; phản ánh mọi hoạt động của ngành Cơ khí nước nhà (Thiết bị toàn bộ; Máy động lực; Cơ khí phục vụ nông - lâm - ngư nghiệp và công nghiệp chế biến; Máy công cụ; Cơ khí xây dựng; Cơ khí đóng tàu thủy; Thiết bị kỹ thuật điện – điện tử; Cơ khí ôtô - cơ khí giao thông vận tải;…); giới thiệu, trao đổi những công trình và kết quả nghiên cứu có hàm lượng khoa học và giá trị thực tiễn cao của các nhà khoa học, các giảng viên, nghiên cứu sinh, học viên cao học …; các vấn đề khoa học, công nghệ;… những phát minh, sáng chế, kết quả, thành tích, điển hình tiên tiến trong hoạt đông nghiên cứu, quản lý, đào tạo và sản xuất, kinh doanh ở trong và ngoài nước tới đông đảo bạn đọc. Tạp chí Cơ khí Việt Nam nhận đăng các bài báo có nội dung liên quan đến các lĩnh vực đào tạo, công nghiệp và khuyến công nói chung, cơ khí nói riêng như: chế tạo máy, cơ điện tử, cơ khí động lực, cơ kỹ thuật, kỹ thuật tàu thủy, kỹ thuật hàng không, sinh thái và môi trường công nghiệp, máy và thiết bị chế biến nông sản và công nghiệp thực thẩm, cơ khí nông-lâm-ngư nghiệp-thủy lợi, cơ khí giao thông-xây dựng, … đào tạo và chuyển giao công nghệ cơ khí. Nhằm tạo điều kiện thuận lợi đối với các tác giả khi đăng bài báo khoa học – công trình khoa học trên chuyên mục “NGHIÊN CỨU - TRAO ĐỔI”, để được tính điểm công trình khoa học quy đổi khi xét công nhận đạt tiêu chuẩn học vị, học hàm,… Tạp chí Cơ khí Việt Nam hướng dẫn thể lệ gửi bài như sau: 1. Yêu cầu chung: Bài báo đăng trong Tạp chí Cơ khí Việt Nam là kết quả nghiên cứu gốc; bài báo tổng quan hoặc các bài viết thông tin khoa học (short communications). 2. Bản thảo: Các bài báo đăng trên Tạp chí Cơ khí Việt Nam thường bao gồm các phần: 1. Tiêu đề bài báo (bằng tiếng Việt và bằng tiếng Anh). 2. Tác giả (kèm theo ghi chú về chức danh khoa học, học vị, địa chỉ). 3. Tóm tắt bằng tiếng Việt và tiếng Anh không quá 350 từ (bao gồm cả từ khóa tiếng Việt và tiếng Anh khoảng 5 – 15 từ). 4. Đặt vấn đề. 5. Vật liệu và phương pháp nghiên cứu. 6. Kết quả và thảo luận (có thể tách thành 2 phần riêng biệt: Kết quả, Thảo luận). 7. Kết luận. 8. Tài liệu tham khảo. Bản thảo được soạn trên máy vi tính, sử dụng Unicode, kiểu chữ Time New Roman, cỡ chữ 14, trên giấy A4 - một mặt, chế độ dãn dòng: “1.5 lines spacing”, căn lề trái phải mỗi bên: 3 cm, căn lề trên dưới: mỗi phần 2,5 cm, chế độ lề: “justified”. Dung lượng mỗi bài báo khoảng 4000-8000 từ. Các đồ thị, hình và ảnh cần trình bày thật rõ ràng. Các thuật ngữ khoa học nếu chưa được Việt hóa thì ưu tiên dùng nguyên bản tiếng Anh. Các ký hiệu viết tắt cần phải giải thích khi xuất hiện lần đầu. Thứ tự bảng và hình được đánh số theo trình tự trong bài, không đánh theo thứ tự cách đề mục. Không được viết tắt các tiểu mục, tên bảng, hình vẽ. Tên bảng được ghi bên trên bảng, tên hình vẽ được ghi bên dưới hình. Chú thích in nghiêng. Chỉ có những tài liệu được trích dẫn thực sự trong nội dung bài viết mới đưa vào phần tài liệu tham khảo. Tài liệu tham khảo được sắp xếp theo thứ tự trích dẫn (tài liệu tiếng nước ngoài được sắp xếp theo họ của tác giả, tài liệu tiếng Việt sắp xếp theo tên tác giả) và theo trình tự: tên tác giả, năm xuất bản trong ngoặc đơn (…), tên sách, tên nhà xuất bản, nơi xuất bản (đối với sách), hoặc tên bài báo, tên tạp chí, tập, số (đối với bài báo), trang đầu và trang cuối của tài liệu. Đối với những tài liệu không có tác giả thì xếp theo chữ cái của từ đầu tiên của cơ quan ban hành tài liệu. Trong bản thảo, ở những nội dung tác giả đã tham khảo hoặc sử dụng kết quả nghiên cứu từ các tài liệu khoa học khác, cần đánh dấu bằng số (đặt trong dấu […]) - là số thứ tự của tài liệu xếp trong danh mục các tài liệu tham khảo. Tài liệu tham khảo cần ghi theo ngôn ngữ gốc, không phiên âm, không dịch. 3. Nộp bài: Bản thảo gồm 2 bản in và 1 bản điện tử. Khi đăng kí nộp bài, các tác giả có thể đề xuất 2 phản biện. Việc chọn các phản biện chuyên môn phù hợp thuộc quyền của Hội đồng Biên tập Tạp chí Cơ khí Việt Nam. 4. Phản biện: Sau khi nhận các bài viết gửi đăng đúng với thể thức quy định của Tạp chí Cơ khí Việt Nam, Hội đồng Biên tập sẽ gửi bài viết cho các phản biện. Những bài viết được chấp nhận đăng, các tác giả sẽ nhận được thư phản hồi của Hội đồng Biên tập với thời gian sửa chữa được yêu cầu tùy theo chất lượng của bài viết. Bản sửa chữa lần cuối của tác giả sẽ được coi là bản gốc. Sau khi xuất bản và phát hành, mỗi tác giả sẽ nhận được một quyển Tạp chí miễn phí. Bản thảo có thể gửi trực tiếp hoặc gửi qua E-mail của Tạp chí. Quý tác giả muốn biết thêm thông tin, xin vui lòng liên hệ với TÒA SOẠN TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM Địa chỉ: Số 4 Phạm Văn Đồng (trong Viện Nghiên cứu Cơ khí), Mai Dịch, Cầu Giấy, Hà Nội Điện thoại: (024) 37920651 - 0904177637 *Fax: (024) 37920650 Email: tcckvietnam@gmail.com *Website: cokhivietnam.vn ISSN 0866 - 7056 TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: Điểm sáng trong hoạt động khoa học và công nghệ............. TỔNG BIÊN TẬP ThS. DƯƠNG THANH BÌNH PHÓ TỔNG BIÊN TẬP PGS,TS. NGUYỄN CHỈ SÁNG PGS,TS. ĐẶNG VĂN NGHÌN Nhà báo NGUYỄN TIẾN DŨNG HỘI ĐỒNG BIÊN TẬP TS. ĐỖ HỮU HÀO (Chủ tịch) GS,TSKH. BÀNH TIẾN LONG (P. Chủ tịch) KS. TẠ QUANG MAI (P. Chủ tịch) TSKH. PHAN XUÂN DŨNG PGS,TS. HÀ MINH HÙNG PGS,TS. TRƯƠNG VIỆT ANH PGS,TS. ĐINH VĂN CHIẾN GS,TSKH. PHẠM VĂN LANG PGS,TS. TRẦN ĐỨC QUÝ TS. LƯƠNG VĂN TIẾN PGS,TS. VŨ NGỌC PI GS,TS. CHU VĂN ĐẠT PGS,TS. TRẦN VĨNH HƯNG PGS,TS. ĐÀO QUANG KẾ PGS,TS. NGUYỄN VĂN BÀY PGS,TS. ĐÀO DUY TRUNG PGS,TS. LÊ THU QUÝ PGS,TS. BÙI TRUNG THÀNH PGS,TS. PHẠM VĂN HÙNG PGS,TS. LÊ VĂN ĐIỂM PGS,TS. LÊ ANH TUẤN PGS,TS. NGUYỄN HỮU LỘC TS. NGUYỄN TIẾN VINH TS. DƯƠNG VĂN TÀI TS. LÊ MINH LƯ TS. NGUYỄN ĐĂNG THUẬN TS. PHAN ĐĂNG PHONG TS. TẠ NGỌC HẢI THIẾT KẾ MỸ THUẬT NGÂN GIANG TÒA SOẠN TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM Số 4 Phạm Văn Đồng (trong Viện Nghiên cứu Cơ khí), P. Mai Dịch, Cầu Giấy, Hà Nội Điện thoại: (024) 37 920 651 – 0904 177 637 Fax: (024) 37 920 650 E – mail: tcckvietnam@gmail.com *** Văn phòng đại diện: 1. Tại TP. Hồ Chí Minh: PGS,TS. Bùi Trung Thành Phòng T4.0, Nhà T, Trường Đại học Công nghiệp TP. Hồ Chí Minh Số 12 Nguyễn Văn Bảo, phường 4, quận Gò Vấp, TP. Hồ Chí Minh Điện thoại: (028) 6257 058 - 0913 921 407 Fax: (028) 3895 4652 E – mail: tcck.tphcm@gmail.com 2. Tại tỉnh Quảng Ninh: TS. Lương Văn Tiến Trường Cao đẳng Công nghiệp và Xây dựng, Liên Phương, Phương Đông, Uông Bí, Quảng Ninh Điện thoại: (0203) 6 292 168 - 0904 116 189 E – mail: minhthuan.tcckvn@gmail.com 3. Tại Thái Nguyên: PGS,TS. Vũ Ngọc Pi Số 234 Phú Xá, TP. Thái Nguyên, tỉnh Thái Nguyên Điện thoại: (0208) 3847 110 - 0974 905 578 Fax: (0208) 384 7453 E – mail: tcckvn.vpddtn@gmail.com *** Giấy phép xuất bản Số 884/GP-BTTTT, ngày 09 tháng 6 năm 2011; Số 711/GP - BTTTT, ngày 28 tháng 12 năm 2015 (Giấy phép sửa đổi, bổ sung) *** In tại: Nhà in Khoa học Công nghệ Hà Nội 1. Cao Hùng Phi, Nguyễn Minh Sang, Lê Trung Hậu, Lê Minh: Dự đoán hình dạng lỗ được tạo từ máy trồng hành............... 9 2.Trần Thế Văn, Đặng Quang Mến: Thiết kế biên dạng răng cho cặp bánh răng Elip ăn khớp trong.......................... 12 3. Lê Hồng Kỳ, Vũ Ngọc Long: Đánh giá độ chính xác công nghệ quét mẫu 3D của thiết bị Handyscan700™ thông qua mẫu gia công trên máy CNC.......................................... 20 4. Nguyễn Thanh Tùng, Lương Văn Vạn, Nguyễn Công Khải: Nghiên cứu độ bền tĩnh khung sát xi xe tải Hyundai Mighty 75S........................................................................... 28 5. Nguyễn Thái Vân, Nguyễn Thanh Tùng, Đặng Duy Khiêm: Nghiên cứu ảnh hưởng của tần số ngoại lực đến độ bền khung xe Hyundai Mighty 75S............................................. 34 6. Hồ Hữu Chấn, Lê Văn Công, Cao Hùng Phi, Trần Đăng Quốc: Ảnh hưởng của thông số cấu tạo đến thời gian cháy ở động cơ CNG chuyển đổi một Xylanh........................ 41 7. Vũ Tuấn Đạt: Đánh giá tuổi thọ mỏi cho trục bánh xe của toa xe hàng có xét đến xác xuất không hỏng.................. 51 9. Nguyễn Ngọc Tuấn, Nguyễn Thiện Nhựt, Nguyễn Tấn Nó: Mô phỏng thời gian thực Robot Stewart Platform sử dụng Matlab Simscape Multibody................................................. 65 10. Trần Hữu Danh: Khảo sát ảnh hưởng của thông số động lực học tới độ bền trục các đăng ô tô.......................... 71 11. Trần Hữu Danh: Nghiên cứu chế tạo bộ thu phát không dây đo vận tốc và biến dạng trục các đăng trong hệ thống truyền lực ô tô tải nhẹ............................................................ 78 12. Lê Hoàng Anh, Bùi Bảo Chiến: Nghiên cứu tối ưu hóa phương pháp cân bằng động thiết bị quay tại chỗ với sự trợ giúp tính toán khối lượng và pha mất cân bằng của Rotor bằng phền mềm Matlab......................................................... 84 13. Phạm Hoàng Anh, Vũ Khắc Bảy: Nghiên cứu ảnh hưởng của chế độ cắt đến độ nhám bề mặt và chi phí điện năng riêng khi tiện chi tiết dạng trục trên máy tiện CNC....... 90 14. Ngô Thị Thảo, Thân Văn Thế: Ứng dụng phương pháp mô phỏng số dự đoán nhiệt độ phân bố trên trục chính máy tiện................................................................................ 96 Phát hành Tạp chí Cơ khí Việt Nam qua mạng lưới Bưu điện Việt Nam 2 5 8. Lê Khắc Bình, Nguyễn Công Đại: Nghiên cứu ảnh hưởng của cường độ dòng điện đến chất lượng mối hàn thép HSLA bằng phương pháp hàn TIG trong sửa chữa vỏ xe du lịch...... 58 THƯ KÝ TÒA SOẠN HÀ DUY KHÁNH Giá: 50.000 đồng Trang ISSN 0866 - 7056 TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển 15. Lê Quang Thành, Nguyễn Thanh Hải, Nguyễn Hữu Lộc: Thiết kế máy hàn siêu âm hàn quai khẩu trang y tế........................................................................................................................................ 101 16. Nguyễn Thanh Tùng, Võ Văn Hường, Cao Hùng Phi: Nghiên cứu ảnh hưởng của chất lượng đường đến hiệu quả phanh ô tô bằng mô hình động lực học 3D............................................................. 104 17. Nguyễn Thanh Tùng, Cao Hùng Phi, Lương Văn Vạn: Nghiên cứu thực nghiệm chuyển đổi động cơ xăng sử dụng bộ chế hòa khí sang phun xăng điện tử........................................................................ 108 18. Lê Hồng Kỳ, Nguyễn Hải Đăng: Khảo sát động học, động lực học thiết bị làm đất và lên liếp trồng hành tím......................................................................................................................................... 113 19. Nguyễn Thanh Quang: Nghiên cứu nội địa hóa máy kéo nông nghiệp Thaco tại Việt Nam.......... 118 20. Nguyễn Thanh Quang: Thiết kế khung cabin máy kéo nông nghiệp theo tiêu chuẩn TCVN 9583:2012 (ISO 5700:2006)................................................................................................................... 128 21. Ngô Thị Thảo, Thân Văn Thế: Mô phỏng và kiểm nhiệt nhiệt độ trong liên kết hàn góc bằng phương pháp hàn GMAW....................................................................................................................... 134 22. Nguyen Van Liem: Comparing performance of cab isolation mounts of vibratory roller with optimal control methods ........................................................................................................................ 140 23. Nguyễn Thái Vân, Nguyễn Quang Tuyến, Trương Văn Xạ, Đặng Thành Tựu: Nghiên cứu ảnh hưởng của các thông số thiết kế đến khả năng thông gió tự nhiên của nhà màng nông nghiệp............. 147 24. Lê Hồng Kỳ, Đặng Thanh Tâm: Phân tích thiết kế cánh turbo trong bộ tăng áp động cơ............. 152 25. Phan Tấn Tài, Đặng Ngọc Duyên, Trần Văn Như: Khảo sát ảnh hưởng của vi sai đến chất lượng kéo của ô tô................................................................................................................................... 156 26. Nguyễn Hữu Lộc, Nguyễn Thanh Hải, Đinh Lê Cao Kỳ, Lê Thúy Anh: Lựa chọn dung sai cho mối ghép độ dôi...................................................................................................................................... 163 27. Lê Hồng Kỳ, Nguyễn Chí Thông: Nghiên cứu gia công cánh Turbo trong cơ cấu Turbo tăng áp trên máy phay CNC HAAS VF2............................................................................................................ 169 28. Phạm Hữu Truyền, Lê Khắc Bình: Chẩn đoán hư hỏng ổ lăn hộp số ô tô bằng phương pháp phân tích rung động................................................................................................................................ 174 29. Mạc Thị Bích, Luyện Thế Thạnh, Bành Tiến Long, Nguyễn Đức Toàn: Nghiên cứu tối ưu hóa lực cắt và hệ số co rút phoi khi gia công gia nhiệt thép SKD11............................................................. 179 30. Phạm Thị Hoa, Đoàn Thị Hương, Phan Ngọc Tuấn, Phạm Đức Thành: Xác định bộ tham số tối ưu ảnh hưởng đến độ nhám bề mặt khi tiện thép C45.................................................................. 185 31. Lê Văn Thoài, Nguyễn Minh Tân, Nguyễn Văn Nhất: Tối ưu hóa thông số công nghệ trong hàn tự động dưới lớp thuốc với bột kim loại bổ sung cho độ dai va đập mối hàn bằng phương pháp thiết kế thực nghiệm TAGUCHI............................................................................................................. 191 32. Tien Han Nguyen, Dien Minh Vu, Khanh Nguyen Duc, Vinh Nguyen Duy: A Simulation Study of Bi-fuel System Gasoline-LPG in a Used 4-Stroke Motorcycle............................................... 199 33. Tran Phu Nguyen, Jyh-Chen Chen, Huy-Bich Nguyen: Numerical study on the carbon concentration in large size sapphire during czochralski growth method................................................ 205 34. Nguyen Minh Tien, Nguyen Le Chau Thanh: A comparative study of general corelations of turbulent buring rate relevant to spark ignition engine........................................................................... 211 ISSN 0866 - 7056 TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn 3 Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển DANH SÁCH NHÀ KHOA HỌC THAM GIA PHẢN BIỆN KHOA HỌC CÁC BÀI BÁO KHOA HỌC ĐĂNG TẢI TRÊN TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, SỐ ĐẶC BIỆT NĂM 2020 TT HỌC HÀM, HỌC VỊ; HỌ VÀ TÊN 1 PGS,TS. Trần Vĩnh Hưng 2 PGS,TS. Nguyễn Thanh Quang Trường Đại học Công nghiệp Hà Nội 3 PGS,TS. Cao Hùng Phi Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long 4 PGS,TS. Trần Thế Văn Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Hưng Yên 5 TS. Lê Khắc Bình Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vinh 6 PGS,TS. Nguyễn Tiến Hán Trường Đại học Công nghiệp Hà Nội 7 TS. Nguyễn Thanh Tùng Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long 8 TS. Nguyễn Thái Vân Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long 9 TS. Lê Hồng Kỳ Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long 10 TS. Trần Hữu Danh Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long 11 PGS, TS. Đặng Thiện Ngôn Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật TP. Hồ Chí Minh 4 ĐƠN VỊ CÔNG TÁC Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Hưng Yên ISSN 0866 - 7056 TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: Điểm sáng trong hoạt động khoa học và công nghệ Trong những năm qua, Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long đạt được nhiều kết quả rất đáng tự hào trên tất cả các lĩnh vực. Đặc biệt, hoạt động khoa học và công nghệ đã tạo lập nền tảng vững chắc cho giai đoạn phát triển mới. Nhiều cá nhân thầy cô của Nhà trường tham gia và là tác giả của nhiều công trình, bài báo khoa học đăng trên các tạp chí, hội thảo quốc tế. Nhà trường cũng đã tổ chức thành công nhiều Hội thảo, cử giảng viên làm giám khảo Hội thi cấp ASEAN và cấp Quốc gia. Coi trọng công tác nghiên cứu khoa học và ứng dụng – chuyển giao công nghệ Với triết lý giáo dục “Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long là nơi không có ranh giới giữa Nhà trường và thực tế”, trong những năm qua, trong vai trò là Bí thư Đảng ủy - Hiệu trưởng Nhà trường, PGS,TS. Cao Hùng Phi đã đặc biệt coi trọng công tác nghiên cứu khoa học và ứng dụng - chuyển giao công nghệ, coi đây là nền tảng trong việc nâng cao chất lượng đội ngũ cán bộ, giảng viên và nâng cao chất lượng đào tạo. Nhờ đó, Trường đã được giao chủ trì các đề tài nghiên cứu khoa học (NCKH) cấp Nhà nước, cấp Bộ và cấp Tỉnh. Từ năm 2017 đến hết năm 2019, Nhà trường đã nghiệm thu 31 đề tài của giảng viên và sinh viên; xét duyệt mới 54 đề tài NCKH cấp trường; nghiệm thu 03 Đề tài NCKH cấp Bộ Lao động – Thương binh và Xã hội (Nghiên cứu thiết kế chế tạo xe lăn điện leo cầu thang cho người khuyết tật; Nghiên cứu xác định các yếu tố về liên kết giữa trường dạy nghề và doanh nghiệp ảnh hưởng đến chất lượng đào tạo nghề vùng Đồng bằng sông Cửu Long; Nghiên cứu, thiết kế và chế tạo bộ thiết bị hỗ trợ lực chân cho người bị liệt, thoái hóa khớp chân); nghiệm thu 01 Đề tài NCKH cấp Tỉnh (Nghiên cứu thiết kế chế tạo thiết bị thu hoạch và thiết bị sấy cây lác ở tỉnh Vĩnh Long); đang thực hiện 01 Đề tài NCKH cấp Quốc gia (Nghiên cứu công nghệ, thiết bị sản xuất rau quả công nghệ cao theo hướng tự động hóa và tương thích điều kiện trồng tại Tây Nam Bộ) và 01 đề tài cấp Bộ (Đề xuất giải pháp phát triển đào tạo trực tuyến trong giáo dục nghề nghiệp) cũng như chờ nghiệm thu 01 Đề tài cấp Bộ (Nghiên cứu xây dựng quy trình công nghệ chế biến một số sản phẩm từ trái chôm chôm). Tất cả các đề tài nghiên cứu của Nhà trường đã đưa ra các giải pháp và thực hiện các sáng kiến, cải tiến trong sản xuất, có giá trị ứng dụng trong thực tiễn, được các Hội đồng nghiệm thu đánh giá cao. Công tác nghiên cứu khoa học và ứng dụng – chuyển giao công nghệ của Trường luôn gắn liền với công tác đào tạo và thực tiễn sản xuất. Cùng với đó, Nhà trường cũng thường xuyên tổ chức các Hội thảo khoa học các cấp tại Trường cho đối tượng Giảng viên và sinh  ISSN 0866 - 7056 TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn 5 Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển viên của Trường để báo cáo kết quả NCKH, tiếp cận các công nghệ mới. Tham gia thi và chấm thi tại Hội thi sáng tạo Trần Đại Nghĩa lần III, IV, V và VI (02 năm/lần); Phối hợp với Liên hiệp hội Khoa học Kỹ thuật tỉnh Vĩnh Long tổ chức triển khai Hội thi Sáng tạo kỹ thuật Trần Đại Nghĩa đến các đối tượng là giảng viên, sinh viên của Trường; đồng thời tạo điều kiện thuận lợi cho các tác giả là chủ trì, thành viên tham gia các đề tài, giải pháp sáng tạo kỹ thuật hằng năm. Tính chung trong khoảng thời gian 20142019, Nhà trường đã tham gia 03 đề tài cấp tỉnh, gửi 06 giải pháp dự thi... Tại Hội thi Sáng tạo Kỹ thuật Trần Đại Nghĩa tỉnh Vĩnh Long năm 2019, Trường đã đạt 01 giải Nhất, 01 giải Nhì, 1 giải Ba, 04 giải Khuyến khích, 01 giải tập thể và 01 giải cá nhân có thành tích xuất sắc trong khâu tổ chức hội thi cho PGS. TS. Cao Hùng Phi; tại Hội thi thiết bị đào tạo tự làm Toàn quốc, đội thi của Trường cũng đạt giải Ba. Về thành tích cá nhân, bản thân PGS,TS. Cao Hùng Phi – Hiệu trưởng Nhà trường cũng là tấm gương sáng trong hoạt động khoa học và công nghệ. Ông đã được tặng thưởng nhiều phần thưởng cao quý: Danh hiệu Chiến sĩ thi đua cấp cơ sở các năm liên tục từ năm 2012 2018; Chiến sĩ thi đua cấp Bộ năm 2014, 2017; Bằng khen của Bộ Lao động Thương binh và Xã hội từ năm 2012 - 2015; Bằng khen của Bộ Giáo dục và Đào tạo năm 2018… Đặc biệt, năm 2019, PGS,TS. Cao Hùng Phi vinh dự được Thủ tướng Chính phủ tặng Bằng khen, đồng thời ông là Chuyên gia Trưởng nghề Công nghệ ô tô ASEAN; Chủ nhiệm đề tài cấp tỉnh nghiệm thu 3 thiết bị thu hoạch, chẻ và sấy cây lác, nhằm nâng cao năng suất và giá trị cây lác của vùng trồng lác huyện Vũng Liêm, Vĩnh Long; Được Nhà nước tin tưởng giao chủ nhiệm đề tài cấp Nhà nước hoàn thành trong năm 2020 trị giá gần 6 tỷ cho đề tài "Nghiên cứu chế tạo thiết bị tự động hóa trong sản xuất nông nghiệp tương thích với điều kiện trồng tại vùng Tây Nam Bộ”... Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long luôn coi hoạt động khoa học và công nghệ là nền tảng trong việc nâng cao chất lượng đào tạo. PGS,TS. Cao Hùng Phi (thứ 3 từ phải sang) – Hiệu trưởng Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long được Liên hiệp các Hội Khoa học Kỹ thuật Việt Nam vinh danh là “Trí thức Khoa học và Công nghệ tiêu biểu” năm 2019. PGS, TS. Cao Hùng Phi thuyết trình tại buổi nghiệm thu Đề tài nghiên cứu khoa học cấp Tỉnh. 6 ISSN 0866 - 7056 Năm học 2018-2019, Trường đã đầu tư gần 6 tỷ đồng bằng nguồn vốn phát triển nghiên cứu khoa học của đơn vị để tài trợ các hoạt động khoa học cho sinh viên và giảng viên. Song TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển song với đó, xây dựng các cơ sở nghiên cứu ngang tầm khu vực như: Xây dựng trạm xá thú y với các trang bị hiện đại cho sinh viên ngành Thú y thực tập; xây dựng nhà màng thông minh cho sinh viên ngành Sinh học nghiên cứu, sản xuất và thực hành; Xây dựng trung tâm điện năng lượng mặt trời đầu tiên của các trường đại học khu vực Tây Nam Bộ, có công suất 86,250KW, giúp sinh viên ngành Điện vừa sản xuất điện phục vụ cho Nhà trường vừa nghiên cứu và triển khai ứng dụng. Đặc biệt, Nhà trường đã ký kết Biên bản thỏa thuận hợp tác với Công ty Cổ phần Phát triển Công nghệ VinTech thuộc Tập đoàn Vingroup, nhằm giúp đào tạo và tư vấn cho sinh viên về dữ liệu lớn, trí tuệ nhân tạo, công nghệ sinh học và vật lý mới nhất, đáp ứng yêu cầu của cuộc CMCN 4.0; đồng thời đặt hàng đào tạo theo yêu cầu về nhân sự trong nhóm thực hành, tạo điều kiện cho sinh viên tốt nghiệp có việc làm tại VinTech và các công ty khác trong hệ sinh thái của VinGroup. Năm 2019, Nhà trường đã nhận được 140 triệu đồng tài trợ của Công ty VinTechcity cho hoạt động của Vườn ươm khởi nghiệp đổi mới sáng tạo. Tại Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long, công tác nghiên cứu khoa học được khuyến khích từ giảng viên đến sinh viên. Do vậy, việc nghiên cứu không chỉ tăng về số lượng mà còn đi sâu vào chất lượng và khả năng ứng dụng thực tế. Nhà trường cũng có cơ chế khuyến khích các giảng viên có bài báo quốc tế đạt ISI,... được thưởng 100 triệu đồng và giảng viên có chứng chỉ ngoại ngữ quốc tế được hỗ trợ học phí. Nhờ đó, từ năm 2018 đến nay đã có 13 bài báo, tham luận cấp quốc gia và 6 bài báo khoa học cấp quốc tế của giảng viên Nhà trường đăng trên các tạp chí trong và ngoài nước có hệ số ISBN, ISI”. Gắn chặt hoạt động khoa học, công nghệ đào tạo và thực tiễn Hoạt động khoa học và công nghệ cũng được Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long gắn chặt với công tác đào tạo. Năm 2019, Nhà trường đã xây dựng đề án mở ngành, chương trình đào tạo, chuẩn đầu ra của các ngành: Trình độ đại học (04 ngành): Chính trị học; An toàn thông tin; Công nghệ dệt, may; Kỹ thuật điện tử - viễn thông. Trình độ thạc sĩ (05 ngành): Kỹ thuật cơ khí; Kỹ thuật cơ khí động lực; Công nghệ thông tin; Kỹ thuật điện; Công nghệ thực phẩm. Với những nỗ lực nêu trên, chất lượng đào tạo của Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long đang ngày càng được nâng cao ngang tầm khu vực. Đến nay, tất cả các ngành đào tạo của Trường đều có các cơ sở vật chất và trang thiết bị gắn với thực tế; hầu hết sinh viên tốt nghiệp ra trường đều tìm được việc làm phù hợp. Kết quả khảo sát sinh viên có việc làm sau 12 tháng tốt nghiệp đạt tỷ lệ cao (từ 90% đến 92%). Sinh viên được đào tạo và có năng lực tốt nên khi tham gia các hội thi Quốc gia, AESAN và Quốc tế đều có giải cao. Đặc biệt, sinh viên Nguyễn Tấn Toàn, ngành Công nghệ thông tin của Nhà trường đạt Huy chương Vàng kỳ thi Tay nghề ASEAN lần thứ 12 tại Thái Lan (2018). Với những thành tích đạt được trong hoạt động khoa học và công nghệ, tin rằng trong những năm tới, Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long sẽ tiếp tục gặt hái được nhiều thành công hơn nữa, xứng đáng là một trong những trung tâm đào tạo và nghiên cứu khoa học, ứng dụng và chuyển giao công nghệ hàng đầu của khu vực Đồng bằng Sông Cửu Long và ASEAN. TÙNG ANH ISSN 0866 - 7056 TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn 7  Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển H Giải pháp công nghiệp số cho các doanh nghiệp Việt Nam itachi Systems Việt Nam (HSV) là nhà cung cấp các giải pháp công nghiệp số hàng đầu cho các nhà máy, doanh nghiệp sản xuất nội địa và có vốn đầu tư nước ngoài như: Canon, Yamaha, Brothers, Sankoh, Kyocera, FPT,v.v… Đồng thời, Công ty cũng là đối tác cung cấp giải pháp đào tạo theo tiêu chuẩn công nghiệp 4.0 cho các trường đại học khối ngành khoa học – Kỹ thuật tại Việt Nam. Công nghệ tự động hóa, số hóa do HSV cung ứng là công nghệ được các công ty toàn cầu đang ứng dụng để thiết kế những sản phẩm tân tiến nhất hiện nay như: ô tô, máy bay, máy móc, tàu thủy, thiết bị điện tử công nghệ cao,.v.v… Cách mạng công nghiệp 4.0 tạo ra bước đột phá trong công nghiệp Cách mạng công nghiệp 4.0 – cơ hội tạo ra một kỷ nguyên mới cho việc xây dựng “Nhà máy số” HSV tự hào là đơn vị đồng hành cùng các doanh nghiệp sản xuất, tiếp cận và chuyển đổi công nghệ sản xuất sản phẩm theo công nghệ 4.0. Cách mạng Công nghiệp lần thứ 4, bao gồm một loạt các công nghệ tự động hóa, xu hướng trao đổi dữ liệu, công nghiệp chế tạo và sản xuất thông minh. Cuộc cách mạng này là cơ hội mở ra một kỷ nguyên mới cho việc xây dựng "nhà máy số" với cấu trúc hạ tầng 8 ISSN 0866 - 7056 đa dạng và hệ thống điều khiển linh hoạt, các giải pháp vật lý sử dụng mô phỏng để xác định các rủi ro, giảm thiểu các yếu tố liên quan đến các lỗi kỹ thuật trong giai đoạn thiết kế, nhằm tạo ra các sản phẩm công nghiệp với độ chính xác cao, ứng dụng trong nhiều lĩnh vực công nghiệp đặc biệt, phục vụ cho các nhà máy sản xuất các thiết bị mang tính chất đặc thù, yêu cầu độ chính xác cao. Các giải pháp công nghiệp số nhằm chuyển đổi công nghệ sản xuất HSV là nhà phân phối chính thức của các hãng phần mềm công nghiệp số hàng đầu trên thế giới như: Siemens, Hitachi, Oracle, Stratasys, Moldex 3D,… Các giải pháp mà HSV cung cấp bao gồm: Giải pháp quản lý vòng đời sản phẩm, giải pháp nhà máy số, thiết kế khuôn mẫu, gia công, mô phỏng, quản lý tài nguyên,v.v…HSV đã thực hiện hợp tác thành công với rất nhiều doanh nghiệp Việt Nam, giúp các doanh nghiệp đổi mới công nghệ sản xuất, tăng doanh thu thông qua việc cải thiện vượt bậc chất lượng sản phẩm, năng suất, rút ngắn thời gian phát triển và sản xuất sản phẩm cũng như cắt giảm chi phí sản xuất, vận hành nhà máy. Giải pháp cho từng thị trường Hitachi Systems Việt Nam cam kết mang đến những giá trị bền vững, cùng các doanh nghiệp sản xuất tại Việt Nam thực hiện chuyển đổi số trong công nghiệp. Đội ngũ chuyên gia, kỹ sư của HSV sẽ tư vấn doanh nghiệp những giải pháp phù hợp nhất cho từng lĩnh vực công nghiệp, từ cơ khí, chế tạo máy, hàng không vũ trụ, tự động hóa và vận tải tới năng lượng, điện tử, hàng tiêu dùng, giáo dục,… LÊ THỊ THU HƯƠNG TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển DỰ ĐOÁN HÌNH DẠNG LỖ ĐƯỢC TẠO TỪ MÁY TRỒNG HÀNH PREDICTED STATUS FORMULATED FROM THE PLANT Cao Hùng Phi, Nguyễn Minh Sang, Lê Trung Hậu, Lê Minh Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long TÓM TẮT Trong bài báo này, một chi tiết máy sẽ được nâng lên hạ xuống có nhiệm vụ tạo lỗ để trồng hành. Một mô hình phần tử hữu hạn mô phỏng chuyển động chi tiết máy tương tác với mặt đất và để lại lỗ. Từ đó tối ưu được hình dạng kích thước của chi tiết máy để tạo được lỗ có kích thước cho việc gieo trồng hành tím. Từ khóa: Mô hình phần tử hữu hạn; Hành tím. ABSTRACT In this paper, a machine part will be raised and lowered to create holes to plant onions. A finite element model simulates machine part movement interacting with the ground and leaving holes. From there, the optimal shape size of the parts can be made to create the size hole for the cultivation of shallot. Keywords: A finite element model, shallot. 1. GIỚI THIỆU Hành tím có tên khoa học là Allium ascalonicum, bắt nguồn từ chữ Ascalon – Tên của một thị trấn ở miền Nam Palestin, nơi mà các nhà khoa học cho là nguồn gốc xuất xứ của giống hành này. Ở Vĩnh Châu, chưa ai biết giống hành tím được trồng từ khi nào. Mọi người thường gọi nó là "hành tàu", bởi nó được người Hoa trồng từ rất sớm. Gặp được đất phù hợp, "hành tàu" đã phát triển mạnh cho đến ngày nay. Vĩnh Châu là một trong ba khu vực có diện tích sản xuất hành lớn nhất nước. Ngoài Vĩnh Châu, Quảng Ngãi và vùng ngoại thành Hà Nội cũng là hai khu vực trồng hành lớn (Quách Nhị, 2009). Hành tím được xem là một trong những đặc sản của tỉnh Sóc Trăng, có giá trị kinh tế cao và có một vị trí quan trọng trong cơ cấu cây trồng của huyện Vĩnh Châu. Đất giồng cát ven biển Vĩnh Châu là nơi có điều kiện tốt để phát triển rau màu quanh năm, trong đó cây hành tím được xem là loại rau màu truyền thống và là nguồn thu nhập chính của người dân nơi đây. Trồng hành tím là nghề truyền thống lâu đời của hàng ngàn hộ dân Khmer thuộc huyện Vĩnh Châu. Tuy nhiên, việc canh tác hành tím tại Vĩnh Châu trong những năm gần đây bắt đầu có chiều hướng suy giảm, năng suất không ổn định và chất lượng kém, khó bảo quản và tồn trữ sau thu hoạch. Nguyên nhân chính là do việc mở rộng diện tích cùng với thâm canh  ISSN 0866 - 7056 TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn 9 Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển cao, đặc biệt là nông dân lạm dụng phân hóa học và thuốc hóa học đã làm gia tăng sâu bệnh mx + cx + kx = W (1) hại trên cây hành tím (Đặng Thị Cúc, 2007). Mặt khác, người dân lại lạm dụng thuốc hóa Trong đó: W là lực tác động. học để xử lý trong quá trình bảo quản hành tím sau thu hoạch. Cho nên công tác bảo quản sau Babitsky và cộng sự [1] đã tìm ra phản thu hoạch đối với hành tím là khá tốn kém, hiệu lực lớn nhất, chuyển vị lớn nhất và thời gian quả kinh tế không cao, gây ảnh hưởng trực tiếp tương ứng. Chuyển vị lớn nhất có thể được tính tới kinh tế và sức khỏe của người dân trực tiếp theo công thức: sản xuất, hơn nữa chất lượng sản phẩm không  1− ξ   1− ξ  ξ v an toàn cho người tiêu dùng (Nông nghiệp Việt= exp  − tan X (t )  sin  tan  (2) ξ   ξ  ω 1− ξ  1 − ξ Nam, 2003). Vì vậy, Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long thực hiện nghiên cứu chế Và thời gian tương ứng: tạo thiết bị nhằm tăng hiệu quả kinh tế cho đồng bào dân tộc Khmer ở Vĩnh Châu, hướng ω 1 (3) tan −1 d t1 = tới sản phẩm hành tím hàng hóa an toàn, nâng ωd ξωn cao sức khỏe cộng đồng và góp phần phát triển Từ phương trình (2) và (3) lực phản lực bền vững sản xuất cây hành tím tại huyện Vĩnh sau đó có thể được tính toán. Từ phương trình Châu nói riêng và vùng Đồng bằng Sông Cửu (1), công thức tính phản lực có thể được viết là: Long nói chung. 2 −1 1 n 2 −1 2 2 F= cx + kx 2. MÔ HÌNH TOÁN Hình 1. Thiết bị tạo lỗ. Mô hình gồm một thiết bị tạo lỗ như Hình 1, được cắm vào đất để tạo lỗ. Do đó, toàn bộ hệ thống có thể được coi là một hệ thống giảm chấn và lò xo và vấn đề tác động có thể được mô hình hóa như Hình 2. (4) Từ các phương trình cân bằng, chuyển vị x có thể được biểu diễn bằng phương trình (2) là X(t) ngoại trừ sử dụng chung thời gian t thay vì t1. Để tìm phản lực lớn nhất F, chỉ cần giải phương trình vi phân dF/ dt = 0 để tìm thời gian t2 tương ứng, sau đó thay thế t2 trở lại phương trình (4) để tìm lực phản ứng cực đại. Thực hiện theo các bước này, thời gian t2 có thể được biễu diễn theo phương trình: t2 = 1 ωd tan −1 −Cξωn + k ξω k Cωd + n (5) ωd Và phản lực lớn nhất F là: F= Hình 2. Mô hình hệ thống giảm chấn. Phương trình tổng quát: 10 ISSN 0866 - 7056 Cv ωd exp ( −ξωnt2 )(ωd cos ωd t2 − ξωn sin ωd t2 ) + kv ωd exp ( −ξωn t2 ) sin ωd t2 + w k (6) Do đó, các phương trình (2), (3), (5) và (6) sẽ là các phương trình chính trong phép TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển tính này, trong đó ωn = k / m , C = 2ξωn và = ωd ωn 1 − ξ 2 3. KẾT QUẢ VÀ THẢO LUẬN Hình 3. Mô hình phần tử hữu hạn trong phần mềm ANSYS. Công cụ mô phỏng ANSYS được sử dụng để mô phỏng và phân tích phần tử hữu hạn quá trình tạo lỗ. Phương pháp phân tích hữu hạn tức thời được thực hiện bằng cách giả sử có một thiết bị tạo lỗ như Hình 1. Một mô hình gồm 2 phần tử: Thiết bị tạo lỗ và khối đất với kích thước 200x300x100 mm, như Hình 3 được thiết lập. Được tính toán thông số đầu vào với vận tốc đi xuống của thiết bị là 60 mm/s. Thông số được tính toán từ thiết 3D của máy trồng hành với đường kính bánh dẫn là 800 mm và thông qua các bộ truyền bánh răng với tỉ số truyền là 18/1. Hình 5. Phần đất xung quanh miệng lỗ nhô cao. Một kết quả mô phỏng khác cũng được khảo sát. Nếu đất không được làm tơi với kích thước hạt lớn hơn 10 mm thì sau khi lấy thiết bị tạo lỗ lên đất sẽ bị sụp lún. Lúc này, lỗ không đạt đường kính và chiều sâu như mong muốn. Việc này khiến cho khi gieo hành thì hành sẽ nổi trên mặt đất. Hình 6. Lỗ bị sập sau khi thiết bị được lấy lên. 4. KẾT LUẬN - Vận tốc và lực từ tính toán trên thiết kế có thể thắng được lực cản của đất để tạo lỗ. - Với kích thước đất có đường kính lớn hơn 10 mm thì không thể tạo lỗ với thiết bị. - Kích thước đất nhỏ hơn hoặc bằng 5 mm có thể tạo lỗ phù hợp với hình dáng của thiết bị. Hình 4. Lỗ có đường kính 25 mm và sâu 35 mm. Với việc khai báo thông số đầu vào của đất với kích thước hạt trung bình là 5 mm và tính chất vật lí của đất [2]. Sau khi mô phỏng, kết quả cho lỗ có đường kính 25 mm và sâu 35 mm phù hợp với kích thước của thiết bị tạo lỗ. Đồng thời, miệng lỗ cũng loe ra giúp hành rơi vào dễ hơn. Tài liệu tham khảo: W. Shakespeare, "Equivalent linearisation of vibro-impact systems," in Theory of Vibro-Impact Systems and Applications Berlin, Heidelberg: Springer Berlin Heidelberg, 1998, pp. 75-123. [2]. G. Boldyrev and A.J.Muyzemnek, The Modelling of Deformation Process in Soils with use of Ansys and Ls-Dyna Programs. 2008. [3]. Nguyễn Thị Lộc; "Nghiên cứu xây dựng quy trình phòng trừ tổng hợp sâu bệnh hại trên cây hành tím từ sản xuất tới bảo quản sau thu hoạch tại Vĩnh Châu, Sóc Trăng", in Hội thảo Quốc gia về Khoa học Cây trồng lần thứ nhất, 2013. [1]. ISSN 0866 - 7056 TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn 11  Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển THIẾT KẾ BIÊN DẠNG RĂNG CHO CẶP BÁNH RĂNG ELIP ĂN KHỚP TRONG TOOTH PROFILE DESIGN FOR AN INTERNAL ELLIPTICAL GEAR MESHING PAIR Trần Thế Văn, Đặng Quang Mến Khoa Cơ khí, Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Hưng Yên TÓM TẮT Các bánh răng elíp chưa được sử dụng phổ biến trong ngành công nghiệp bánh răng trước đây. Nhưng ngày nay, việc sử dụng các bánh răng elíp trở thành thách thức với cả các nhà toán học và các kỹ sư. Sự phát triển của các phần mềm và công cụ điều khiển hiện đại cho phép thiết kế và sản xuất ra các bánh răng elíp phức tạp trở nên khả thi hơn. Bài báo này trình bày một phương pháp tạo hình biên dạng răng của các bánh răng elíp dựa trên nguyên tắc bao hình, phân tích xấp xỉ biên dạng răng và tính toán mô phỏng bánh răng. Một ví dụ được trình bày để minh họa và chứng minh giá trị của phương pháp đưa ra trong thiết kế biên dạng của bánh răng elíp. Từ khóa: Biên dạng răng; Bánh răng elíp; Cặp bánh răng elíp ăn khớp trong. ABSTRACT The elliptical gears, not very popular in old gear industry, have increasingly become nowadays a challenge for both mathematicians and engineers. The development of software and modern computer-controlled machine tools enables the complex elliptical gear design and manufacture to be feasible tasks. The paper presents a method for generating tooth profile of elliptical gear based on the enveloping theory, analytical approximations of tooth profile and computer simulations of gear. A numeral example is presented to illustrate and verify the merits of the proposed method in the tooth profile design of the elliptical gear. Keywords: Tooth profile, elliptical gear, internal elliptical gear meshing pair. 1. GIỚI THIỆU Các cặp bánh răng được sử dụng để truyền mô men, năng lượng và chuyển động trong nhiều các ứng dụng khác nhau vì chúng có kích thức nhỏ gọn, tin cậy. Các bánh răng elip được sử dụng trong nhiều các chuyển động quay không đều như cơ cấu thanh xiên, cơ cấu 12 ISSN 0866 - 7056 thanh liên kết... Bánh răng elip được biết đến như một cơ cấu truyền động có các đặc tính truyền động tốt như độ chính xác cao, kích thước nhỏ gọn, dễ dàng cân bằng động. Do đó, các bánh răng elip được sử dụng trong trong nhiều loại máy tự động, máy đóng gói, bơm, thiết bị đo và dụng cụ khác nhau. TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển Việc thiết kế và chế tạo bánh răng elip là rất khó khăn vì bánh răng elip thuộc loại bánh răng không tròn. Một số nghiên cứu [1–6] tập trung vào phân tích động học và thiết kế Cad cho các đường chia của bánh răng elip. Freudenstein và Chen [7] đã phát triển các bộ truyeeng có tỷ số truyền thay đổi (như bộ truyền bánh răng elip), sử dụng trong xe đạp với sự thay đổi truyền động. Emura và Arakawa [8] đã phân tích cơ cấu quay bởi sử dụng bánh răng elip cho thấy tiềm năng của cơ cấu này trong các bộ phận quay có bản kính nhỏ. Cùng với đó, để sử dụng đường thân khai làm biên dạng răng cho các bánh răng elip, Litvin [9] đã xây dựng bánh răng elip với biên dạng thân khai. Chang cùng cộng sự [10] đã sử dụng cơ cấu ngược và phương trình ăn khớp để xây dựng mô hình toán và giải quyết điều kiện cắt lẹm chân răng. Trục quay của bánh răng elip trùng với trọng tâm của elip và các bánh răng elips được tạo hình bởi thanh răng. Tuy nhiên, khi các răng của bánh răng elip được tạo hình bởi thanh răng thì chiều cao phần đỉnh răng sẽ giảm. Pedrero cùng cộng sự [11] đã đưa ra một phương pháp xấp xỉ để hiệu chỉnh chiều cao phần đỉnh răng và tỉ lệ tiếp xúc. Nghiên cứu chỉ ra tỉ lệ tiếp xúc phụ thuộc vào chiều cao phần đỉnh răng. Nakada và Yoshimoto [12] đã trình bày một công thức thiết kế cho bánh răng biên dạng thân khai trượt sử dụng trên trục bánh răng soắn. Green và Mabie [13] đã xác định được dao cắt răng đồng dạng để tạo ra bánh răng trụ phi tiêu chuẩn tăng sức bền của răng. Anderson và Loewenthal [14] sử dụng phương pháp dự đoán mất mát công suất để phân tích hiệu quả của bánh răng phi tiêu chuẩn với bánh răng trụ thân khai có tỉ lệ tiếp xúc cao. Ở nghiên cứu này, một mô hình toán học cho biên dạng bánh răng elip là được quan tâm phát triển dựa trên cơ sở lý thuyết tạo hình bánh răng. Ví dụ: Mô phỏng số cho thấy hiệu quả của quá trình thiết kế. Ngoài ra, mối liên hệ động học giữa thanh răng và bánh răng tạo hình trên nền tảng mô hình toán học cũng được phát triển. 2. MÔ HÌNH TOÁN HỌC CỦA DAO XỌC RĂNG 2.1 Biên dạng răng của thanh răng Mặt cắt pháp tuyến biên dạng răng của thanh răng tiêu chuẩn là được biểu diễn trong Hình 1. Biên dạng của thanh răng tiêu chuẩn là biên dạng đối xứng trục nên chỉ cần xét cho một nửa biên dạng. Biên dạng bên phải của thanh răng tiêu chuẩn được tổng hợp bởi một đường thẳng AB và một cung tròn BC. Dựa theo Hình 1(a), véc tơ vị trí của biên dạng bên phải của thanh răng dung để tạo hình bánh răng chủ động có thể được biểu diễn trong hệ trục tọa độ Sr1 ( xr1 , yr1 , zr1 ) như sau đây:  x( A1B1 ) (u1 )   r1  ( A1 B1 ) = rr1 (u1 ) = yr(1A1B1 ) (u1 )   (A B )  z 1 1 (u1 )   r1 B1C1 ) rr(= (u2 ) 1  x ( B1C1 ) (u2 )   r1  1C1 )  yr(1B= (u2 )   (B C )  z 1 1 (u2 )   r1   π mon   4 + u1 sin α on    u1 cos α on  ,   1     (1)  π mon   4 − (h f 1 − ρ1 + ρ1 sin α on ) tan α on − ρ1 cos α on + ρ1 cos u2    −h f 1 + ρ1 − ρ1 sin u2  ,   1     (2) Do tính chất đối xứng của biên dạng thanh răng (đối xứng qua trục oy) nên véc tơ vị trí của phần biên dạng thanh răng bên trái có thể biểu diễn trong hệ trục tọa độ như sau:  xr(1D1E1 ) (u1 )    = rr(1D1E1 ) (u1 ) = yr(1D1E1 ) (u1 )   (D E )   zr1 1 1 (u1 )   − xr(1A1B1 ) (u1 )     yr(1A1B1 ) (u1 )  ,  (A B )   zr1 1 1 (u1 )   xr(1E1F1 ) (u2 )   − xr(1B1C1 ) (u2 )      = rr(1E1F1 ) (u2 ) = yr(1E1F1 ) (u2 )   yr(1B1C1 ) (u2 )  ,  (E F )   (B C )   zr1 1 1 (u2 )   zr1 1 1 (u2 )  ISSN 0866 - 7056 TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn (3) (4)  13 Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển h − ρ1 + ρ1 sin α on Với − f 1 cos α on ≤ u1 ≥ ha1 cos α on và α on ≤ u2 ≥ π N rj= k × 2 Biên dạng răng của thanh răng dung để tạo hình bánh răng bị động là được biểu diễn trong Hình 1(b). Theo đó thì véc tơ vị trí của biên dạng răng bên phải của thanh răng có thể biểu diễn trong hệ trục tọa độ Sr 2 ( xr 2 , yr 2 , zr 2 ) như sau:  x ( A2 B2 ) (u3 )   r2  ( A2 B2 )  yr( 2A2 B2 ) (u3= rr 2 (u= ) 3)  (A B )   zr 2 2 2 (u3 )   π mon   4 + u3 sin α on     −u3 cos α on  ,   1      xr( B2 2C2 ) (u4 )    ( B2C2 ) = rr 2 (u4 ) = yr( B2 2C2 ) (u4 )   (B C )   zr 2 2 2 (u4 )   π mon   4 + ha 2 tan α on + ρ 2 cos α on − ρ 2 cos u4    −h f 2 + ρ 2 − ρ 2 sin u4  ,   1      x x   y = rr(2D2 E2 ) (u3 ) = y    z  z ( D2 E2 ) (u3 )  r2  ( D2 E2 ) (u3 )  r2  ( D2 E2 ) (u3 )  r2  ( A2 B2 ) (u3 )  r2  ( A2 B2 ) (u3 )  , r2  ( A2 B2 ) (u3 )  r2   xr( E2 F ) (u4 )   xr( B2 C ) (u4 )      2 2 2 2 = = r y   z ( E2 F2 ) (u4 ) r2 Với − ( E2 F2 ) (u4 )  r2  ( E2 F2 ) ( u4 )  r2  cos α on ( B2C2 ) (u4 )  , r2  ( B2C2 ) ( u4 )  r2  ≤ u3 ≥ (6) (7) (8) ha 2 và α on ≤ u4 ≥ π cos α on 2 Véc tơ pháp tuyến đơn vị của thanh răng có thể được xác định như sau: N rj N rj .N rj 14 . . (10) Trong đó: k = [ 0 0 1] là véc tơ đơn vị của trục zrj, với j = 1, 2. Hình 1. Mặt cắt pháp tuyến của thanh răng sử dụng để tạo hình: (a) Bánh răng chủ động và (b) Bánh răng bị động. 2.2. Tạo hình biên dạng răng của dao xọc Trong đó: mon - Mô đun của thanh răng, ui là tham số hình học của thanh răng, i=1,...,4, αon là góc áp suất của thanh răng, ha1, ha2 - Chiều cao phần đỉnh của thanh răng, hf1, hf2 - Chiều cao phần chân của thanh răng, ρ1, ρ2 là bán kính cong phần đỉnh và phần chân răng của thanh răng như biểu diễn trong Hình 1. n rj = ∂ui (5) y   z h f 2 − ρ 2 + ρ 2 sin α on ∂[ xrj (ui ), yrj (ui ), zrj (ui )] Sơ đồ cơ cấu tạo hình dao xọc là được biểu diễn trong Hình 2, ở đó hệ trục tọa độ Sr ( xr , yr , zr ) , S s ( xs , ys , zs ) và S3 ( x3 , y3 , z3 ) được gắn cố định lần lượt với thanh răng, dao xọc và giá tương ứng. Bằng cách sử dụng phương trình ma trận chuyển trục tọa độ đồng nhất, quỹ tích biên dạng và véc tơ pháp tuyến của bề mặt thanh răng được biểu diễn trọng hệ trục tọa độ S s ( xs , ys , zs ) thu được như sau:  cos φ sin φ rp (sin φ − φ cos φ )   xrj      rsj (ui , φ ) = M sr (φ ) ⋅ rrj (ui ) =  − sin φ cos φ rp (cos φ + φ sin φ )  ⋅  yrj  ,  0  z  0 0    rj  ui , φ ) L sr (φ ) ⋅ N rj (ui ), và N sj (= (12) Trong đó: L sr (φ ) là ma trận con (2x2) phía trên bên trái của ma trận chuyển trục tọa độ đồng nhất (3x3). Và véc tơ pháp tuyến đơn vị của bề mặt thanh răng có thể thu được như sau: (9) ISSN 0866 - 7056 (11) n sj (ui , φ ) = N sj N sj .N sj TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn . (13) Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển Theo lý thuyết tạo hình bánh răng, phương trình ăn khớp giữa bề mặt thanh răng bên phải và bề mặt dao xọc bên trái có thể thu được như sau: xọc quay môt góc ϕ s thì phôi bánh răng của bánh răng chủ động và bánh răng bị động quay một góc ϕ1 và ϕ2 . Véc tơ vị trí rsj (ui , φ ) (như phương trình (11) và véc tơ pháp tuyến đơn vị (như phương trình (13) biểu diễn quỹ tích bề ∂[ xsj (ui , φ ), ysj (ui , φ ), zsj (ui , φ )] f1 (ui , φ ) = n sj (ui , φ ) ⋅ = 0 (14) mặt dao xọc tương ứng. Bằng cách sử dụng ∂φ phương trình ma trận chuyển trục tọa độ đồng Với rps là bán kính vòng chia của dao nhất từ hệ trục tọa độ Ss sang hệ tọa độ S1 , quỹ xọc. Trong quá trình tạo hình dao xọc quay một tích biên dạng và véc tơ pháp tuyến đơn vị của góc ϕ quanh trục z4, trong khi đó thanh răng dao xọc được biểu diễn lại trong hệ trục tọa độ dịch chuyển một đoạn l p = rpsφ . S1 như sau: Quỹ tích biên dạng răng và véc tơ pháp tuyến đơn vị của dao xọc có thể được xác định bằng cách giải đồng thời các phương trình (11), (13) và (14). (15) r1 (ui= , φ , ϕ s1 ) M1s (ϕ s1 ) ⋅ rs1 (ui , φ ), , φ , ϕ s1 ) L1s (ϕ s1 ) ⋅ n s1 (ui , φ ), và n1 (ui = (16) Trong đó:  cos(ϕ s1 + ϕ1 ) sin(ϕ s1 + ϕ1 ) −(rps1 + rp1 ) cos ϕ1    M1s (ϕ s1 ) =  − sin(ϕ s1 + ϕ1 ) cos(ϕ s1 + ϕ1 ) (rps1 + rp1 ) sin ϕ1  . (17)   0 0 1   Với ma trận L1s (ϕ s1 ) là ma trận con của ma trận M1s (ϕ s1 ) sau khi xóa đi hàng và cột cuối cùng. Hình 2. Sơ đồ tạo hình của dao xọc. 3. MÔ HÌNH TOÁN HỌC CHO BIÊN DẠNG RĂNG CỦA BÁNH RĂNG CHỦ ĐỘNG VÀ BỊ ĐỘNG TẠO HÌNH BẰNG DAO XỌC RĂNG Hình 3, minh họa liên hệ chuyển động giữa dao xọc răng và bánh răng được tạo hình trong cơ cấu tạo hình bánh răng. Xét hệ trục tọa độ ở Hình 3(a), Hệ trục tọa độ S f ( x f , y f , z f ) là hệ trục tham chiếu, hệ trục tọa độ S1 ( x1 , y1 , z1 ) là S2 ( x2 , y2 , z2 ) là hệ tọa độ gắn với phôi của bánh răng chủ động (bánh răng trụ) và bánh răng bị động (bánh răng elip), và hệ trục tọa độ S s ( xs , ys , zs ) gắn với dao xọc răng. Dựa trên lý thuyết cơ bản tạo hình bánh răng, khi dao Tương tự, bằng cách sử dụng phương trình ma trận chuyển trục tọa độ đồng nhất từ hệ trục tọa độ Ss sang hệ tọa độ S2 , quỹ tích biên dạng và véc tơ pháp tuyến đơn vị của dao xọc có thể được biểu diễn trong hệ tọa độ S2 như sau: (18) r2 (u= M 2 s (ϕ s 2 ) ⋅ rs 2 (ui , φ ), i ,φ ,ϕs 2 ) and n 2 (ui= (19) , φ , ϕ s 2 ) L 2 s (ϕ s 2 ) ⋅ n s 2 (ui , φ ), Ở đó: cos(ϕ s 2 + ϕ2 ) − sin(ϕ s 2 + ϕ2 ) (a2 − rps 2 + δ e ) cos ϕ2    M 2 s (ϕ = ) s2  sin(ϕ s 2 + ϕ2 ) cos(ϕ s 2 + ϕ2 ) (a2 − rps 2 + δ e ) sin ϕ2  .   0 0 1   (20) Với ma trận L 2 s (ϕs 2 ) là ma trận con của ma trận M 2 s (ϕs 2 ) bằng cách xóa đi hàng và cột  cuối cùng. ISSN 0866 - 7056 TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn 15 Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển Ở đó rp1 là bán kính vòng chia của bánh răng bị động. a2 và b2 là bán trục lớn và bán trục nhỏ của elip tương ứng. δ e là độ lệch tâm quay của bánh răng chủ động. Phương trình ăn khớp giữa mặt dao xọc răng bên trái và mặt răng bên phải của bánh răng chủ động có thể được xác định như sau: ∂r (u ,φ ,ϕ s1 ) f 2 (ui ,φ ,ϕ s1 ) = n1 ⋅ 1 i = 0. (21) ∂ϕ s1 (a) (b) Hình 3. Hệ trục tọa độ để tạo hình bên dạng răng của: (a) Bánh răng chủ động (bánh răng trụ) và (b) Bánh răng bị động (bánh răng elip). Phương trình ăn khớp giữa mặt dao xọc răng bên trái và mặt răng bên phải của bánh răng bị động có thể được xác định như sau: ∂r (u ,φ ,ϕ s 2 ) f3 (ui ,φ ,ϕ s 2 ) = n2 ⋅ 2 i = 0. (22) ∂ϕ s 2 Góc quay tương ứng của các bánh răng chủ động, ϕ1 và bánh răng bị động ϕ2 , là được xét như một hàm đối với góc quay của dao xọc răng, ϕ s1 . Liên hệ góc quay giữa bánh răng chủ động và bánh răng bị động với dao xọc răng được xác định như sau: ϕ1 = Ns ϕ s1 . N1 (23) ϕ2 = Ns ϕs 2 . N2 (24) Ở đó, N 2 , N1 và N s là số răng tương ứng của các bánh răng chủ động, bị động và dao xọc răng tương ứng. Bề mặt răng của bánh răng chủ động có thể được xác định bằng cách giải đồng thời các phương trình (15), (16) và (21). Còn bề mặt răng của bị động có thể được xác định bằng cách giải đồng thời các phương trình (18), (19) và (22). 16 ISSN 0866 - 7056 Hình 4. Sơ đồ thuật toán sử dụng để tạo hình biên dạng bánh răng chủ động và bánh răng bị động. Để phân tích truyền động của cặp bánh răng ăn khớp tạo bởi một bánh răng trụ và một bánh răng elip, sơ đồ thuật toán sử dụng để tạo hình biên dạng bánh răng chủ động và bánh răng bị động là được xây dựng, như biểu diễn trên Hình 4. Trước hết dữ liệu điểm biên dạng răng của của bánh răng chủ động và bị động được xác định bằng cách giải đồng thời các phương trình (15), (16), (21) và (18), (19) (22), sử dụng chương trình lập trình trên phần mềm Mathematica. Sau đó, dữ liệu điểm của biên dạng được đưa vào phần mềm Solidworks để xây dựng mô hình Cad 3D. Sau đó mô hình Cad 3D xây dựng trên Solidworks được đưa vào phần mềm phân tích động học MSC.ADAMS TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển để phân tích đặc tính truyền động của cặp bánh răng ăn khớp. Nếu đặc tính truyền động của thu được không đáp ứng yêu cầu truyền động thì dữ liệu biên dạng của các cặp bánh răng cần hiệu chỉnh hoặc phải xây dựng lại. 4. KẾT QUẢ VÀ THẢO LUẬN Mục đích của ví dụ này để chứng minh phương pháp thiết kế đưa ra là hiệu quả và đúng đắn. Các tham số cơ bản của cặp bánh răng ăn khớp được cho trong Bảng 1. Một chương trình toán học được xây dựng để tạo hình biên dạng răng của bánh răng chủ động và bị động trên phần mềm Mathematica (Ver. 10.0). Dữ liệu biên dạng (dữ liệu điểm) là được đưa vào phần mềm Solidworks (Ver. 2015) để xây dựng bề mặt 3D của cặp bánh răng chủ động và bị động. Bảng 1. Các tham số cơ bản của cặp bánh răng ăn khớp và dao xọc răng: Thông số cặp bánh răng ăn khớp Bánh chủ động Bánh bị động Số răng (N1, N2) 21 42 Mô đun pháp tuyến (mon) 0.8 0.8 1.26 mm 1.26 mm 200 200 Bề rộng răng (Fw1, Fw2) 15 mm 15 mm Bán kính vòng chia (rp1) 8.4 mm - Bán kính vòng đỉnh (ra1) 9.2 mm - Bán kính chân răng (rf1) 7.4 mm - Bán trục lớn của bánh răng elip (a2) - 18.05 mm Bán trục nhỏ của bánh răng elip (b2) - 15.55 mm Độ lệch tâm của hai bánh răng e2) - 0.51 mm Chiều dày răng theo phương pháp tuyến (son1, son2) Góc áp suất theo phương pháp tuyến (αon) Khoảng cách trục (Eog) 8.40 mm Độ lệch tâm quay của bánh răng chủ động (δe) 1.25 mm Thông số của dao xọc răng Số tăng (Ns) 21 Mô đun pháp tuyến (mons) 0.8 Góc áp suất theo phương pháp tuyến (αons) 200 Bán kính vòng chia (rps) 8.4 mm Chiều dày răng theo phương pháp tuyến (sos) 1.26 mm Bánh răng chủ động Bánh răng bị động Quá trình xọc răng Khoảng cách tâm giữa dao xọc răng và bánh răng (Eols, Eo2s) 16.80 mm ISSN 0866 - 7056 8.40 mm TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn  17 Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển Biên dạng răng và mô hình Cad 3D của cặp bánh răng chủ động và bị động được biểu diễn như trên Hình 5 và Hình 6. Cặp bánh răng ăn khớp trong kết hợp bởi một bánh răng trụ (bánh chủ động) và một bánh răng elip (bánh bị động) là được bố trí như Hình 7. Cặp bánh răng này được đưa vào phần mềm động lực học hệ nhiều vật MSC.ADAMS để phân tích đặc tính truyền động. Vận tốc góc của cặp bánh răng trụ và bánh răng elip thu được biểu diễn như trên hình 8. Nó cho thấy, khi vận tốc của bánh răng chủ động được đặt là, ω A = 60000(deg/ s ) , thì vận tốc góc trung bình của bánh răng bị động thu được bằng ϖ B = 29981, 2(deg/ s ) giá trị vận tốc góc này xấp xỉ bằng giá trị tính toán dựa trên công thức lý 1 thuyết = ωB N= .ω 30000(deg/ s ) . N A Hình 7. Cặp bánh răng ăn khớp trong kết hợp bởi một bánh răng trụ và một bánh răng elip. 2 Hình 9. Vận tốc góc của bánh răng chủ động và bị động. Hình 5. Biên dạng răng và mô hình Cad 3D của bánh răng chủ động. Hình 6. Biên dạng răng và mô hình Cad 3D của bánh răng bị động. 18 ISSN 0866 - 7056 5. KẾT LUẬN Trong nghiên cứu này, một mô hình toán học hoàn thiện của bánh răng trụ và bánh răng elip được xây dựng. Một chương trình lập trình trên phần mềm Mathematica được xây dựng và phát triển để tạo hình biên dạng các bánh răng elips một cách dễ dàng và linh hoạt. Các phần của biên dạng là được nối trơn từ phần góc lượn, mặt làm việc và phân chân răng. Các điều kiện ràng buộc của các tham số hình học bề mặt thanh răng có được nghiên cứu. Mô hình toán học của bánh răng elip đưa ra ở đây có thể sử dụng để thiết kế và chế tạo các bánh răng elip có độ chính xác cao.  TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển Tài liệu tham khảo: [1]. Miller F. H. and Young C. H. - Proportions of elliptic gears for quick return mechanism. Product Engng 16(7) (1945) 462–464. [2]. Chironis N. P. - Gear Design and Application, McGraw-Hill, New York, 1967, pp. 375. [3]. Bernett T. - Elliptical gears for irregular motion. Mech. Engng 89 (6) (1967) 33–39. [4]. Naveena Reddy M. and Murthy B.S.R. Geometric modeling of elliptical gear drives. International Journal of Advanced Engineering Research and Studies. 2 (1) (2012) 11-15. [5]. Katori H., Yokogawa K. and Hayashi T. - A simplified edsynthetic design method of pitch curves based on motion specifications for noncircular gears. Trans. Jap. Soc. Mech. Engng, 60 (570) (1994) 668–674. [6]. Tong S. H. and Yang C. H. - Generation of identical noncircular pitch curves. Trans. ASME, J. Mech. Des., 120 (2) (1998) 337–341. [7]. Freudenstein F. and Chen C. K. - Variable-ratio chain drives with noncircular sprockets and minimum slack-theory and application. Trans. ASME, J. Mech. Des. 113 (1991) 253–262. [8]. Emura T. and Arakawa A. - A new steering mechanism using noncircular gears. Jap. Soc. Mech. Engrs, Int. J. Ser. III 35 (4) (1992) 604–610. [9]. Litvin F. L. - Gear Geometry and Applied Theory, Prentice-Hall, New Jersey, 1994, pp. 799. [10]. Chang S. L., Tsay C. B. and Wu L. I. Mathematical model and undercutting analysis of elliptical gears generated by rack cutter. Mech. Mach. Theory 31 (7) (1996) 879–890. [11]. Pedrero J. I., Artes M. and Garcia-prad, J. C. Determination of the addendum modi. cation factors for gears with pre-established contact ratio. Mech. Mach. Theory 31 (7) (1996) 937–945. [12]. Nakada T. and Yoshimoto I. - Design formula for involute profile shifted gears applied to a skew shaft gear-box. Mech. Mach. Theory 8 (3) (1973) 325–338. [13]. Green R. N. and Mabie H. H. - Determination of static tooth stresses in nonstandard spur gears cut by pinion cutter. Mech. Mach. Theory 15 (6) (1980) 491–506. [14]. Anderson N. E. and Loewenthal S. H. Efficiency of nonstandard and high contact ratio involute spur gears. Trans. ASME, J. Mechanisms, Transm. and Automn Des. 108 (1) (1986)119–126.  ISSN 0866 - 7056 TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn 19 Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển ĐÁNH GIÁ ĐỘ CHÍNH XÁC CÔNG NGHỆ QUÉT MẪU 3D CỦA THIẾT BỊ HANDYSCAN700™ THÔNG QUA MẪU GIA CÔNG TRÊN MÁY CNC AN ASSESSMENT ON THE ACCURACY OF 3D MODEL SCANNING TECHNOLOGY OF HANDYSCAN700™ THROUGH MACHINING MODELS ON CNC MACHINES Lê Hồng Kỳ1, Vũ Ngọc Long2 Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long 2 Trường Trung cấp nghề Giao thông công chính Hà Nội 1 TÓM TẮT Bài báo trình bày việc kiểm tra chất lượng chế tạo của một sản phẩm cơ khí theo phương pháp CAV bằng phần mềm GOM Inspection Professional. Phương pháp này đã được áp dụng phổ biến ở trên thế giới nhưng mới bắt đầu được ứng dụng tại các nhà máy của Việt Nam. Với thiết bị quét mẫu 3D HANDYSCAN700™ của hãng CREAFORM (Canada) tiến hành thiết kế ngược để có file mây điểm phục vụ cho việc gia công công trực tiếp trên máy CNC. Bề mặt sau gia công cũng được quét để có file mây điểm tương ứng. Đánh giá độ chính xác bề mặt gia công được tiến hành bằng việc so sánh nhấp nhô bề mặt và file mây điểm của mẫu ban đầu và mẫu sau khi gia công. Từ khóa: Bề mặt gia công; Độ chính xác; Mây điểm; Thiết kế ngược. ABSTRACT The paper presents the inspection of manufacturing quality of a mechanical product by CAV method using GOM Inspection Professional software. This method has been popularly used all over the world but has just started to be applied in Vietnamese factories. With 3D HANDYSCAN700™ scanners of CREAFORM (Canada), a reverse design was conducted to have point cloud files serving for machining directly on CNC machines. The surface after machining is also scanned to have the corresponding point cloud file. The assessment on the machining surface accuracy is conducted by comparing the undulating surface and point cloud files of the initial and post-machining models. Keywords: Machining Surface, Accuracy, Point Cloud, Reverse Design. 1. ĐẶT VẤN ĐỀ Hiện nay, các yêu cầu về thiết kế các sản phẩm 3D ngày càng trở nên phức tạp. Việc đo lường kiểm tra chất lượng và độ chính xác của các sản phẩm chế tạo, đặc biệt là các bề mặt 3D tự do là một thách thức đối các phương 20 ISSN 0866 - 7056 pháp đo lường truyền thống. Cùng với sự phát triển của các kỹ thuật đo số hóa 3D, khái niệm "Kiểm tra chất lượng nhờ sự hỗ trợ của máy tính" (Computer Aided Verification, CAV) đã ra đời, đang trở thành phương pháp đo tiêu chuẩn và ngày càng ứng dụng rộng rãi trong thực tế sản xuất chế tạo [6]. TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển Mục đích của nghiên cứu trình bày trong bài báo này và các nghiên cứu tương tự đã công bố [7] là để đánh giá độ chính xác công nghệ quét mẫu 3D của các thiết bị khác nhau, nhằm khuyến nghị các cơ sở chế tạo cơ khí lựa chọn thiết bị quét mẫu 3D phù hợp trong khâu thiết kế cũng như tiến tới thực hiện gia công trực tiếp từ dữ liệu mây điểm mà không phải thông qua xử lý trung gian bằng phần mềm. Hình 2. Thiết bị đo độ nhám Surftest SJ-410 Mitutoyo. 2. MẪU THÍ NGHIỆM 2.1. Mẫu và thiết bị thí nghiệm a) Mẫu thí nghiệm Mẫu chi tiết được chọn trong nghiên cứu là mỏ vè trước bằng inox của xe mô tô, được chế tạo bằng phương pháp dập định hình từ phôi tấm. Đây là bề mặt 3D tự do rất thường gặp trong các thiết bị dân dụng, hình 1. Hình 1. Bề mặt 3D tự do của mẫu chi tiết mỏ vè trước và miền dữ liệu nghiên cứu. Hình 3. Phiếu kết quả 3 lần đo khác nhau trên thiết bị. c) Thiết bị quét bề mặt 3D mẫu Thiết bị quét mẫu tạo mây điểm trước và sau gia công được sử dụng trong nghiên cứu là máy scan 3D HANDYSCAN3D700TM của hãng CREAFORM (Canada). Đây là thiết bị cầm tay, sử dụng công nghệ ánh sáng cấu trúc (Structured light), với độ chính xác tới 0.03 mm. Hình ảnh và các thông số cơ bản như hình 4, bảng 1. b) Thiết bị đo nhám bề mặt Để đánh giá độ nhám tế vi của mẫu ban đầu và mẫu sau khi gia công, trong nghiên cứu sử dụng thiết bị đo độ nhám bề mặt Surftest SJ-410 của Hãng Mitutoyo (Nhật Bản). Hình 4. Thiết bị quét mẫu HANDYSCAN3D700™ ISSN 0866 - 7056 TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn 21  Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển Bảng 1. Chỉ tiêu kỹ thuật chính của thiết bị HANDYSCAN3D700™ Độ chính xác Độ phân giải Tốc độ Nguồn laser Kích thước vùng sáng quét khi chụp 1 lần Khoảng cách từ camera đến mẫu khi quét 3D Sốlượng camera Sốlượng frames khiquét 3D/ camera ≤ 0.03 mm ≤ 0.05 mm ≥ 480 000 measurements/s ≥ 7 laser crosses nhám bề mặt tại miền dữ liệu 35 x 35 mm theo 2 phương đứng Y và ngang X được bố trí như hình 5. Giá trị trung bình mỗi lần đo là trung bình cộng của 3 lần dịch chuyển đầu đo cách nhau 1 mm. Kết quả đo thể hiện trong bảng 2. ≥ 275 x 250 mm Lần đo i (i = 1;2;3) theo phương X/vuông góc hướng chạy dao ≤ 300 mm ≥2 ≥ 60 frames/s 2.2. Đo độ nhám mẫu Lần đo j (j= 1;2;3) theo phương Y/hướng chạy dao Sử dụng thiết bị Surftest SJ-410 đo độ Hình 5. Bố trí thí nghiệm đo nhám bề mặt. Bảng 2. Bảng tổng hợp kết quả đo độ nhám mẫu tại miền nghiên cứu: Phương pháp đo Theo phương đứng Y Theo phương ngang X Trung bình theo 2 phương Trung bình lần đo 1 Ra Rz Kết quả đo Trung bình Trung bình lần đo 2 lần đo 3 Ra Rz Ra Rz Trung bình chung Ra Rz 0.452 1.978 0.472 1.645 0.464 1.908 0.463 1.844 0.572 1.782 0.567 1.798 0.508 1.797 0.549 1.792 0.512 1.880 0.520 1.722 0.486 1.853 0.506 1.818 2.3. Quét 3D mẫu thí nghiệm Dữ liệu mây điểm sau khi quét trên máy HANDYSCAN3D700TM có định dạng *.stl, hình 6. Hình 6. Hiển thị chất lượng bề mặt của dữ liệu quét bằng máy HANDYSCAN3D700TM 22 ISSN 0866 - 7056 TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển Dữ liệu mây điểm được đưa vào môi trường của phần mềm Geomagic Design để tiến hành các công đoạn chuẩn bị dữ liệu trước khi gia công. Tương tự như trong nghiên cứu [7], bao gồm: Đọc dữ liệu mây điểm, chuyển gốc tọa độ, chọn dữ liệu mây điểm gia công (hình 6a), lưu lại mây điểm để phụ vụ cho lập trình gia công (hình 6b). - Đưa dữ liệu mây điểm vào phần mềm CATIA, tạo lưới bề mặt trước khi gia công (dữ liệu mây điểm sẽ được tự động chuyển sang mô hình dạng lưới bề mặt để phần mềm có thể nhận diện bề mặt gia công), tạo đường chạy dao (chọn môi trường gia công, khai báo phôi, xác định gốc phôi, thư viện dụng cụ cắt). Miền dữ liệu mây điểm sau khi quét (hình 7) có chất lượng bề mặt mẫu quét rất chi tiết và tương đối nhẵn. a) Môi trường lập trình gia công; a) Chọn dữ liệu mây điểm gia công; b) Bề mặt phôi gia công; Hình 8. Môi trường gia công trên phần mềm CATIA. - Thiết lập chế độ gia công thô, gia công bán tinh và gia công tinh, tạo mã G code cho máy phay CNC, mô phỏng kết quả gia công. b) Mây điểm cho mẫu gia công; Hình 7. Chọn miền dữ liệu mây điểm cho mẫu gia công. 3. GIA CÔNG TRỰC TIẾP DỮ LIỆU MÂY ĐIỂM TRÊN MÁY CNC 3.1. Thiết lập chế độ gia công và mô phỏng Công đoạn lập trình gia công mẫu được tiến hành trên phầm mềm CATIA V5R20. Đây là phần mềm có thể lập trình tạo đường chạy dao cho các máy CNC dựa trên các dữ liệu mây điểm cho trước. Các bước công việc bao gồm [7]: a) Chọn dao cho gia công thô; b) Tạo mã code gia công NC; Hình 9. Thiết lập chế độ cắt và tạo mã code NC gia công thô. ISSN 0866 - 7056 TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn 23  Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển Các thông số cho chế độ cắt khi gia công thô được liệt kê dưới bảng sau: Các thông số lập trình Dao S (vòng/phút) F (mm/ phút) t (mm) Khoảng dịch dao (mm) D10R0 3000 800 0.3 75% Lượng dư gia công (mm) 0.2 Thời gian lý thuyết (Phút: giây) 5 :10 Mã code chương trình NC cho bước gia công thô (trích): % O1 N1 G49 G54 G80 G40 G90 G23 G94 G17 G98 N2 T1 M6 N3 G0 X17.49 Y-25.6 N4 G43 Z49.701 H1 N5 G1 Z39.701 F200. N6 Y-17.5 N7 Y17.5 F800. N8 X10.494 .............. ............ N347 X20.969 Y-16.729 N348 X20.662 Y-18.721 N349 X20.336 Y-19.471 N350 X23.086 Y-20.669 N351 Z46.418 F1000. N352 M5 N353 M30 N354 M2 N355 M30 % Thiết lập đường chạy dao gia công, mô phỏng kết quả gia công như trên hình 10. a) Đường chạy dao gia công; b) Kết quả mô phỏng bề mặt gia công; Hình 10. Đường chạy dao và mô phỏng gia công tinh. sau: 24 Các thông số cho chế độ cắt khi gia công bán tinh và gia công tinh được liệt kê dưới bảng ISSN 0866 - 7056 TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển Các thông số lập trình Dao S (vòng/phút) F (mm/ phút) t (mm) Khoảng dịch dao (mm) Lượng dư gia công (mm) Thời gian lý thuyết (Phút: giây) Bán tinh D4R2 6000 800 0.1 0.3 0.1 5:16 Tinh (dao mới) D4R2 6000 1000 0.1 0.1 0 12:32 Bước gia công Mã code chương trình NC cho bước gia công tinh (trích): % O1 N1 G49 G54 G80 G40 G90 G23 G94 G17 G98 N2 T2 M6 N3 G0 X-17.88 Y-10.647 S6000 M3 N4 G43 Z39.405 H2 N5 Z37.796 N6 G1 Y-12.992 Z37.163 F200. N7 Y-16.428 Z36.191 N8 Y-12.992 Z36.242 F1000 ......... N4258 Y-10.707 Z35.794 N4259 Y-14.532 Z35.745 N4260 Y-17.624 Z35.671 N4261 Z41.671 N4262 M5 N4263 M30 N4264 M2 N4265 M30 % 3.2. Kết quả gia công trên máy CNC Thí nghiệm sử dụng trung tâm gia công CNC MAKINO PS95 để tạo hình bề mặt mẫu sản phẩm với các mã chương trình xuất từ phần mềm CATIA được nạp vào hệ thống [6], hình 11a. a) Trung tâm gia công CNC MAKINO PS95 b) Bề mặt mẫu sau gia công Hình 11. Gia công mẫu trên máy MAKINO PS95. ISSN 0866 - 7056 TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn  25 Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển Phôi gia công có kích thước: 35 x 35 x 35 mm; vật liệu gia công: Thép S55C; được gá đặt sao cho phương đứng Y trùng với hướng đường chạy dao, phương ngang X trùng với hướng vuông góc đường chạy dao. Kết quả mẫu thí nghiệm sau khi công như trên hình 11b. 4. ĐÁNH GIÁ SAI LỆCH CỦA MẪU GIA CÔNG 4.1. Độ nhám bề mặt mẫu gia công Thực hiện đo độ nhám bề mặt mẫu sau gia công tương tự khi đo bề mặt mẫu ban đầu (phân bố như trên hình 5). Theo đó, trên máy đo độ nhám Surftest SJ-410 (hình 2, hình 3), đầu đo lần lượt chuyển động song song và vuông góc đường chạy dao. Kết quả đo độ nhám cho trên bảng 3. Bảng 3. Bảng tổng hợp kết quả đo độ nhám: Kết quả đo Trung bình lần đo 1 Trung bình lần đo 2 Trung bình lần đo 3 Trung bình chung Ra Rz Ra Rz Ra Rz Ra Rz Theo hướng song song đường chạy dao 0.200 1.305 0.523 3.400 0.407 2.357 0.377 2.354 Theo hướng vuông góc đường chạy dao 1.313 7.336 1.878 10.407 1.636 8.673 1.609 8.805 Trung bình theo 2 hướng đo 0.757 4.321 1.201 6.904 0.993 5.580 Phương pháp đo 1.022 5.515 So sánh kết quả đo nhám bề mặt trung bình theo hai hướng đo theo 2 chỉ tiêu: Sai lệch trung bình Ra (µm) và chiều cao nhấp nhô trung bình Rz (µm) ứng với giá trị trung bình các lần đo và giá trị trung bình chung được thể hiện qua bảng tổng hợp kết quả đối sánh (bảng 4) và các đồ thị như hình 12. Bảng 4. Tổng hợp kết quả đối sánh đo độ nhám bề mặt mẫu trước và sau gia công: TB lần đo 1 TB lần đo 2 TB lần đo 3 TB chung Ra1 Rz1 Ra2 Rz2 Ra3 Rz3 RaTB RzTB Mẫu ban đầu 0.512 1.880 0.520 1.722 0.486 1.853 0.506 1.818 Mẫu sau gia công 0.757 4.321 1.201 6.904 1.022 5.515 0.993 5.580 26 ISSN 0866 - 7056 TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển Hình 12. So sánh các chỉ số nhám bề mặt mẫu ban đầu và mẫu sau gia công. 4.2. Dùng kỹ thuật đo quang học Bề mặt mẫu sau gia công được quét bằng thiết bị ATOS Compact Scan 5M của Hãng GOM, CHLB Đức [2]. Đánh giá mật độ sai lệch bằng cách xếp chồng 2 file dữ liệu mây điểm bề mặt 3D mẫu gia công và mẫu gốc theo phương pháp CAV với phần mềm GOM Inspect Professional [3]. Hình 13, trích hiển thị mô phỏng kết quả đánh giá sai lệch và tổng hợp kết quả sai lệch Ɛ tại 9 điểm trên một phần tử. Hình 13. Đánh giá mật độ sai lệch 3D bề mặt mẫu gia công và mẫu gốc. 4. KẾT LUẬN Việc gia công bề mặt 3D của chi tiết trực tiếp từ mây điểm là hoàn toàn thực hiện được. Với phương pháp này sẽ nâng cao độ chính xác khi chế tạo lại theo mẫu đã có. Nếu file dữ liệu mây điểm được xử lí thành file CAD 3D để gia công sẽ giảm độ chính xác do có sự can thiệp chủ quan của con người. Nghiên cứu cũng đã thực hiện so sánh nhám bề mặt và mật độ sai lệch bề mặt mẫu sau gia công với mẫu ban đầu thông qua đánh giá mật độ sai lệch bằng cách xếp chồng 2 file dữ liệu mây điểm bề mặt 3D mẫu theo phương pháp CAV. Tài liệu tham khảo: [1] [2] [3] [4] [5] [6] [7] Photogrametry Principle; Tài liệu lưu hành nội bộ của hãng GOM-CHLB Đức. ATOS Triple Scan User manuals; Tài liệu lưu hành nội bộ của hãng GOM-CHLB Đức. GOM Inspection Professional software User manuals; Tài liệu lưu hành nội bộ của hãng GOM-CHLB Đức. Guideline for acceptance test according to VDE/VDI 2634 Part 3 Standard applied for Optical 3D-measuring system multiple view system based on area scanning. Verein Deutscher Ingineure; Dezember 2008. ASME Y14.5-2009 Dimesioning and Tolerancing, An International standard by the American Society of Mechanical Engineers. Trần Ngọc Hiền, Trần Vĩnh Hưng; MasterCam, Phần mềm thiết kế công nghệ CAD/CAM điều khiển các máy CNC, NXB. Khoa học và Kỹ thuật, 2015. Lê Hồng Kỳ, Nguyễn Duy Tuyển; Đánh giá độ chính xác bề mặt gia công nhờ sự hỗ trợ của máy tính với thiết bị ATOS compact scan, Tạp chí Cơ khí Việt Nam, ISSN 0866-7056, số 10/2019. ISSN 0866 - 7056 TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn 27  Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển NGHIÊN CỨU ĐỘ BỀN TĨNH KHUNG SÁT XI XE TẢI HYUNDAI MIGHTY 75S DURABILITY RESEARCH OF CHASSIS TRUCK HYUNDAI MIGHTY 75S Nguyễn Thanh Tùng, Lương Văn Vạn, Nguyễn Công Khải Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long TÓM TẮT Sát xi xe là thành phần cấu trúc chính trên ô tô, chịu toàn bộ tải trọng khối lượng được treo đặt lên. Trong quá trình hoạt động, khung xe chịu sự phân bố ứng suất và chuyển vị khác nhau trong điều kiện tải khác nhau. Do đó, trong quá trình thiết kế khung xe việc nghiên cứu đánh giá độ bền là quan trọng. Bài báo trình bày các kết quả phân tích độ bền sát xi xe bằng phần mềm Ansys Workbench nhằm xác định các giá trị ứng suất, biến dạng và chuyển vị của khung sát xi trong trạng thái tĩnh. Từ khóa: Ansys Workbench; Ứng suất; Biến dạng; Chuyển vị. ABSTRACT Chassis is the main structural component in the automobile, subject to the entire weight load suspended. During operation, chassis is subjected by different stress distributions and displacements with different load conditions. So, studying the durability evaluation the chassis design is important. This presents-the results of analysis durability of chassis by the Ansys Workbench software to determine stress, deformation and stain values of chassis in static state. Keywords: Ansys Workbench, Stress, Strain, Deformation. 1. GIỚI THIỆU CHUNG Xe tải Hyundai Mighty 75S là dòng xe được sử dụng thông dụng Việt Nam nhằm vận chuyển hàng hóa. Một trong những bộ phận quan trọng trên xe có công dụng nâng đỡ toàn bộ khối lượng được treo là khung xe (sát xi). Khung xe là hệ thống dầm có vai trò chịu tải trọng các chi tiết lắp đặt lên và tải trọng hàng hóa, nhận và truyền phản lực trong quá trình hoạt động của ô tô với các điều kiện đường xá khác nhau. Ngoài ra, còn chịu ảnh hưởng của 28 ISSN 0866 - 7056 những rung động từ động cơ, hệ thống truyền lực… Các công trình nghiên cứu về khung sát xi ô tô thường tập trung tại các hãng sản xuất, các nhà máy, xí nghiệp chế tạo. Do vậy việc công bố kết quả của các công trình nghiên cứu này thường bị hạn chế bởi liên quan đến bí quyết công nghệ, bản quyền và tính cạnh tranh. Trên thế giới, công trình nghiên cứu về khung xe còn hạn chế, chủ yếu tập trung ở một số bài báo phân tích đánh giá độ bền khung xe bằng TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển phương pháp phần tử hữu hạn. Việc ứng dụng phương pháp phần tử hữu hạn (FEM) để xác định các vị trí xuất hiện ứng suất và biến dạng nhằm dự đoán tuổi thọ và tối ưu hóa kết cấu của khung [3,4,5,6]. Xuất phát từ yêu cầu trên, tác giả đã tập trung phân tích độ bền khung xe tải Hyundai Mighty 75S trong điều kiện tải trọng tĩnh bằng phần mềm Ansys Workbench. Kết quả nghiên cứu đánh giá độ bền của khung xe góp phần làm cơ sở khoa học trong việc thiết kế ô tô. 2. XÂY DỰNG MÔ HÌNH ĐÁNH GIÁ ĐỘ BỀN KHUNG XE 2.1. Xây dựng mô hình khung xe Mô hình khung xe tải Hyundai Mighty 75S được xây dựng bằng phần mềm Solidworks theo đúng kích thước thực tế của khung. Khung xe được chế tạo bằng vật liệu thép C20 có khối lượng riêng 7870 kg/m3, mô đun đàn hồi là 380 MPa và hệ số Possion là 0,28. Để giải bài toán diễn ra nhanh hơn bằng phương pháp phần tử hữu hạn cho ra kết quả nhanh, tác giả đã đơn giản hóa các yếu tố cấu trúc hình học thực tế nhưng không ảnh hưởng đến kết quả của bài toán, xem thanh chính và các dầm ngang cứng tuyệt đối. 2.2. Mô hình phần tử hữu hạn Quá trình xây dựng mô hình phần tử hữu hạn có vai trò quan trọng đối với các bài toán phân tích thiết kế. Việc chia lưới mô hình khung xe dựa trên đặc điểm kết cấu của khung và các tiêu chí kiểm soát mô hình của phần mềm Ansys [2], điều này cho phép xác định độ chính xác của mô hình phần tử mà ta sử dụng. Trong nghiên cứu này, các phần tử lập phương (Hex 20) và phần tử tứ diện (Tet 10) được kết hợp sử dụng nhằm giảm kích cỡ bài toán, tăng độ chính xác cho mô hình tính toán. Hình 1. Mô hình phần tử hữu hạn. Mô hình phần tử hữu hạn của khung xe với số nút, số phần tử và chất lượng phần tử được thể hiện “Bảng 1”. Bảng 1. Mô hình phần tử hữu hạn khung xe tải Hyundai Mighty 75S Số phần tử Số nút Chất lượng phần tử 19949 43869 0,722 3. ĐIỀU KIỆN BIÊN Các mô phỏng trong nghiên cứu này trong điều kiện xe đang đứng yên trên đường, đầy tải. Tải trọng tác dụng lên khung xe do trọng lượng của các chi tiết đặt lên khung gây ra. Trọng lực các khối đặt lên khung xe được chia làm bốn phần gồm: động cơ (5650 N), buồng lái (3550 N), thùng hàng (8000 N) và hàng hóa (34900 N). Các mấu nhíp có vai trò hạn chế chuyển vị của khung theo 3 phương tịnh tiến trong mặt phẳng xyz và các phương quay. Do vậy, ta chọn ngàm tại các vị trí mấu bắt nhíp. Hình 2. Điều kiện biên khung sát xi khi khung xe chịu tải trọng tĩnh lớn nhất. ISSN 0866 - 7056 TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn 29  Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển 4. KẾT QUẢ PHÂN TÍCH VÀ THẢO LUẬN 4.1. Trường hợp khung sát xi chịu tải trọng đối xứng Trường hợp này phản lực từ mặt đường lên cân bằng với tải trọng của xe và hàng hoá. Trong trường hợp này chỉ cần đặt tải của xe và hàng sau đó cố định các vị trí mấu nhíp tại cầu trước và cầu sau lại, các giá trị phản lực tại các vị trí bánh sẽ được phần mềm tính toán và đưa ra kết quả. Hình 3. Chuyển vị xuất hiện trên khung xe khi chịu tải trọng đối xứng Hình 4. Biến dạng xuất hiện trên khung xe khi chịu tải trọng đối xứng Hình 5. Ứng suất tương đương xuất hiện trên khung xe khi chịu tải trọng đối xứng. Bảng 2. Các kết quả chuyển vị, ứng suất biến dạng trên khung sát xi Thông số Chuyển vị tổng Biến dạng tổng Ứng suất Von-Mises 0,77076 mm 0,00073 mm/mm 145,74 MPa Bảng 3. Giá trị phản lực tại các mấu treo khi xe chịu tải trọng đối xứng: 30 Giá trị Tên giá trị phản lực Ký hiệu X Y Z Phản lực bánh trước trái Fz11 2484.7 9177.4 -59.041 9508 Phản lực bánh trước phải Fz12 2462 9254.7 70.415 9576.9 Phản lực bánh sau trái Fz21 -2479.4 16794 -541.16 16985 Phản lực bánh sau phải Fz22 -2467.3 16874 529.79 17062 ISSN 0866 - 7056 TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn Tổng Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển 4.2. Trường hợp khung sát xi chịu tải trọng không đối xứng Kết quả phân tích đánh giá độ bền khung sát xi trường hợp này ứng với các chế độ chịu tải trọng của khung khi hai bánh trước gặp phải mấp mô (khung xe bị uốn), bánh trước bị mấp mô và hai bánh chéo nhau bị mấp mô (khung xe bị xoắn). Khi bánh xe gặp phải mấp mô, giá trị phản lực từ mặt đường tác dụng lên khung sát xi tỉ lệ thuận với chiều cao của mấp mô. Trong nghiên cứu này, các giá trị tải trọng tác dụng lên khung sát xi gấp gấp 2,5 lần giá trị khi khung xe chịu tải trọng trạng thái tĩnh. 4.2.1. Trường hợp bánh trước phải gặp phải mấp mô Bảng 4. Các kết quả chuyển vị, ứng suất biến dạng trên khung sát xi khi bánh trước phải gặp phải mấp mô Thông số Chuyển Biến dạng Ứng suất vị tổng tổng Von-Mises 6,1724 0,00194 336,66 MPa mm mm/mm Kết quả phân tích cho thấy, khi bánh trước phải gặp phải mấp mô. Chuyển vị ̣bánh trước phải tăng, vi ̣trí lớn nhất nằm ở đầu khung trước phải có giá trị lớn nhất là 6,1724 mm. Vị trí ứng suất tập trung về trước của xe. Qua phổ ứng suất trên khung cho thấy rõ vi ̣trí ứng suất lớn nhất là 336,66 MPa xuất hiện trên thanh ngang trước. Giá tri ̣ứng suất tập̣ trung tương đối lớn nhưng vẫn nằm trong khoảng cho phép của vật liệu. Giả sử bánh trước bên phải của xe gặp phải mô đất có độ cao h (m). Lúc này cố định tại mấu phíp bánh trước trái và cầu sau, đồng thời đặt tải bánh trước phải có điểm đặt tại vị trí giữa mấu nhíp với giá trị bằng phản lực từ mặt đường tác dụng lên khung xe khi xe đứng yên trên đường bằng cộng với giá trị lực tăng thêm do xe đi qua mô đất. Giá trị phản lực từ kích động mặt đường khi xe đi qua một mô đất có độ cao h (m) bằng 2,5 lần phản lực của bánh xe đó tính trong trường hợp xe đứng yên. 4.2.2. Trường hợp hai bánh trước phải gặp phải mấp mô Hình 6. Ứng suất tương đương xuất hiện trên khung xe khi bánh trước phải gặp phải mấp mô Hình 7. Chuyển vị xuất hiện trên khung xe khi hai  bánh trước gặp phải mấp mô. Giả sử bánh trước trái và phải của xe gặp phải mô đất có độ cao h (m). Lúc này ta sẽ cố định tại mấu phíp cầu sau, đồng thời đặt tải bánh trước có điểm đặt tại vị trí giữa mấu nhíp với giá trị bằng phản lực từ mặt đường tác dụng lên khung xe khi xe đi trên đường bằng cộng với giá trị lực tăng thêm do xe đi qua mô đất. Giá trị phản lực từ kích động mặt đường khi xe đi qua một mô đất có độ cao h (m) bằng 2,5 lần phản lực của bánh xe trường hợp xe đứng yên. ISSN 0866 - 7056 TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn 31 Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển 4.2.3. Trường hợp hai bánh chéo nhau gặp phải mấp mô Giả sử hai bánh chéo nhau cùng đi qua một mô đất có độ cao h (m) (bánh trước trái và sau phải). Giá trị phản lực từ kích động mặt đường khi xe đi qua một mô đất có độ cao h (m) bằng 2,5 lần phản lực của bánh xe trường hợp xe đứng yên. Hình 8. Biến dạng xuất hiện trên khung xe khi hai bánh trước gặp phải mấp mô. Hình 10. Chuyển vị xuất hiện trên khung xe khi hai bánh chéo nhau gặp phải mấp mô. Hình 9. Ứng suất tương đương xuất hiện trên khung xe khi hai bánh trước gặp phải mấp mô. Bảng 5. Các kết quả chuyển vị, ứng suất biến dạng trên khung sát xi khi hai bánh trước gặp phải mấp mô Thông số Chuyển Biến dạng vị tổng tổng Ứng suất Von-Mises 12,968 mm 305,13 MPa 0,00172 mm/mm Kết quả phân tích cho thấy giá trị chuyển vi ̣tổng lớn nhất trên khung là 12,968mm. Giá trị ứng suất lớn nhất là 305,13 MPa xuất hiện tại phía trước khung sát xi. Giá tri ̣ứng suất tập̣ trung lớn nhưng vẫn nằm trong giới hạn cho phép của vật liệu. 32 ISSN 0866 - 7056 Hình 11. Biến dạng xuất hiện trên khung xe khi hai bánh chéo nhau gặp phải mấp mô. Hình 12. Ứng suất tương đương xuất hiện trên khung xe khi hai bánh chéo nhau gặp phải mấp mô. TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển Bảng 5. Các kết quả chuyển vị, ứng suất biến dạng trên khung sát xi khi hai bánh chéo nhau gặp phải mấp mô: Thông số Chuyển Biến dạng vị tổng tổng Ứng suất Von-Mises 6,0072 mm 344,96 MPa 0,00194 mm/mm Kết quả phân tích cho thấy giá trị chuyển vi ̣tổng lớn nhất trên khung là 6,0072 mm. Giá trị ứng suất lớn nhất là 344,96 MPa xuất hiện tại thanh ngang phía trước khung sát xi. Giá tri ̣ứng suất tập ̣ trung tương đối lớn nhưng vẫn nằm trong khoảng cho phép của vật liệu. 5. KẾT LUẬN Bài báo trình bày kết quả phân tích đánh giá độ bền khung sát xi xe tải Hyundai Mighty 75S bằng phần mềm Ansys Workbench. Kết quả đã phân tích xác định giá trị ứng suất, biến dạng và chuyển vị của khung xe với các trường hợp chịu tải trọng tĩnh. Tuy nhiên, kết quả phân tích chỉ xét đến trường hợp tĩnh mà chưa xét đến yếu tố khi xe chuyển động trên đường với các vận tốc khác nhau, các loại đường khác nhau. Do đó, cần có những nghiên cứu thêm dưới ảnh hưởng của tải trọng động khi xe chuyển động trên đường mấp mô nhằm đánh giá dao động và độ bền khung xe hoàn chỉnh hơn. Tài liệu tham khảo: [1]. Nguyễn Việt Hùng, Nguyễn Trọng Giảng; Ansys và mô phỏng số trong công nghiệp bằng phần tử hữu hạn, NXB. Khoa học và Kỹ thuật, 2003. [2]. Trần Quốc Toản, Trần Phúc Hòa, Trương Đặng Việt Thắng, Trịnh Minh Hoàng; Đánh giá ảnh hưởng của tần số ngoại lực kích động đến độ bền khung xe tải nhỏ, Tạp chí Cơ khí Việt Nam, số 5 năm 2017, trang 12 – 17. [3]. Hemant B.Patil, Sharad D.Kachave, Eknath R.Deore, Stress Analysis of Automotive Chassis with Various Thicknesses, IOSR Journal of Mechanical and Civil Engineering, March – April 2013, Issue 1, 44 – 49. [4]. Roslan Abd Rahman, Mohd Nasir Tamin, Ojo Kurdi, Stress analysis of heavy duty truck chassis as a preliminary data of its fatigue life prediction using FEM, Jurnal Mekanikal December 2008, No. 26, 76 – 85. [5]. Cicek Karaoglu, N. Sefa Kuralay, Stress analysis of truck chassis with riveted joints, Elsevier Science B.V Finite Elements in Analysys and Design 38 (2005), 1115 – 1130. [6]. Mohd Azizi Muhammad Nora, Helmi Rashida, Wan Mohd Faizul Wan Mahyuddin, Stress Analysis of a Low Loader Chassis, Elsevier Ltd. Sci Verse Science Direct Procedia Engineering 41 ( 2012 ) 995 – 1001.  ISSN 0866 - 7056 TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn 33 Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển NGHIÊN CỨU ẢNH HƯỞNG CỦA TẦN SỐ NGOẠI LỰC ĐẾN ĐỘ BỀN KHUNG XE HYUNDAI MIGHTY 75S RESEARCH ON EFFECT OF LOAD FREQUENCY TO STRENGTH OF CHASSIS HYUNDAI MIGHTY 75S Nguyễn Thái Vân, Nguyễn Thanh Tùng, Đặng Duy Khiêm Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long TÓM TẮT Khung xe là thành phần cấu trúc chính trên ô tô, trong quá trình hoạt động chịu nhiều hư hỏng do mỏi hoặc phá hủy. Việc nghiên cứu ảnh hưởng của tần số ngoại lực kích động tới độ bền khung xe là rất quan trọng trong quá trình thiết kế khung xe nhằm đánh giá độ bền khung. Bài báo trình bày kết quả phân tích dao động riêng và ảnh hưởng của tần số ngoại lực kích động từ mấp mô mặt đường ngẫu nhiên đến độ bền khung xe tải Hyundai Mighty 75S bằng phần mềm Ansys Workbench. Kết quả nghiên cứu có thể cung cấp một số gợi ý hữu ích cho việc thiết kế và cải tiến cấu trúc khung xe để tránh hiện tượng cộng hưởng. Từ khóa: Khung xe; Dao động riêng; Tần số ngoại lực, Ansys. ABSTRACT Chassis is the main structural component in the automobile, during operation chassis suffered from damage by fatigue or destruction. The study of the influence of load frequency on chassis durability is very important in the design of the chassis to assess frame durability. This presents-the results of analyzing specific fluctuations and effects of load frequency from random road pavement to truck frame strength of Hyundai Mighty 75S by Ansys Workbench software. The research results may provide some useful suggestions for the design and improvement of chassis structure to avoid resonance. Keywords: Chassis, natural vibration, load frequency, Ansys. 1. TỔNG QUAN động trên đường ngẫu nhiên. Xe tải Hyundai Mighty 75S là dòng xe được sử dụng thông dụng Việt Nam dùng để vận chuyển hàng hóa và nguyên vật liệu. Trong quá trình hoạt động của xe, dao động riêng có thể sinh ra cộng hưởng gây ứng suất tập trung cao lên cấu trúc làm phá hủy khung sát xi, hoặc có thể gây ra mỏi trên khung khi xe chuyển Trên thế giới, dao động riêng của khung xe được quan tâm nhằm đảm bảo độ bền của khung, góp phần đảm bảo an toàn bị động và nâng cao tuổi thọ cho khung. Khung xe là hệ thống dầm, trong quá trình hoạt động trên các điều kiện đường xá khác nhau khung xe có vai trò nhận và truyền phản lực. Ngoài ra, khung 34 ISSN 0866 - 7056 TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển còn chịu ảnh hưởng của những rung động từ động cơ, hệ thống truyền lực… Sự rung động của các cụm chi tiết đặt trên ô tô gây ra mỏi tại các vị trí lắp đặt. Các nghiên cứu trong và ngoài nước chủ yếu nghiên cứu độ bền của khung xe trong trạng thái tĩnh và động mà chưa nghiên cứu chuyên sâu ảnh hưởng của tần số dao động riêng và của ngoại lực kích động tới độ bền khung [4,5,10,11]. gian tính toán, các phần tử lập phương với 20 nút (Hex 20) và phần tử tứ diện 10 nút (Tet 10) được sử dụng kết hợp trong quá trình chia lưới. Mô hình phần tử hữu hạn của khung xe tải Hyundai Mighty 75S có 174223 phần tử, 376982 nút và chất lượng phần tử trung bình đạt 0.725, được thể hiện trong hình 2. 2. XÂY DỰNG MÔ HÌNH 2.1. Xây dựng mô hình khung xe Mô hình khung xe tải Hyundai Mighty 75S được xây dựng bằng phần mềm Solidworks theo đúng kích thước thực tế của khung. Khung xe được chế tạo bằng vật liệu thép C20, có khối lượng riêng 7850 kg/m3, mô đun đàn hồi là 380 MPa, hệ số Poisson là 0,28. Khung xe có chiều dài 5260mm, chiều rộng 1320mm gồm 2 thanh chính và 7 thanh ngang. Trên khung xe được lắp động cơ, hệ thống truyền lực, thùng hàng, buồng lái. Trong nghiên cứu này, tác giả đã đơn giản hóa các yếu tố cấu trúc hình học thực tế mà không ảnh hưởng tới kết quả của bài toán như các bỏ qua các lỗ, đinh tán, mối hàn, các mối ghép bu lông đai ốc. Xem các dầm dọc và dầm ngang được liên kết với nhau cứng tuyệt đối. Tải trọng động cơ, thùng hàng phân bố đều trên bề mặt khung xe. 2.2. Xây dựng mô hình phần tử hữu hạn Đối với các bài toán phân tích thiết kế, việc xây dựng mô phần phần tử hữu hạn có ý nghĩa quyết định. Các tiêu chí kiểm soát mô hình dưới của phần mềm ANSYS [2,3,9] trong quá trình chia lưới cho phép xác định độ chính xác của mô hình phần tử hữu hạn sử dụng. Để giảm kích cỡ bài toán, tăng độ chính xác cho mô hình phần tử hữu hạn mà vẫn đảm bảo thời Hình 1. Mô hình 3-D khung xe. Hình 2. Mô hình phần tử hữu hạn. 3. PHÂN TÍCH KẾT QUẢ 3.1. Dao động riêng của khung Phân tích dao động riêng của khung là phương pháp phân tích tuyến tính để xác định tần số dao động riêng của khung [5,6] nhằm tránh hiện tượng cộng hưởng xảy ra. Việc xác định tần số dao động riêng của khung là bài toán cơ bản trong quá trình thiết kế. Trong phân tích dao động riêng với ma trận khối lượng [M] và ma trận độ cứng [K] không đổi thì không có giá trị tải trọng tác dụng lên khung. [M]{u} + [k ]{u} = 0 ISSN 0866 - 7056 TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn  35 Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển bảng 1. Kết quả phân tích về dạng dao động và tần số dao động riêng của khung được thể hiện trên Bảng 1. Dạng và tần số dao động riêng của khung xe tải Hyundai Mighty 75S: Mode 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 Tần số (Hz) 85.635 97.285 130.23 160.5 162.85 165.89 172.59 181.78 183.41 211.77 Chuyển vị tổng (mm) 12.967 6.2955 12.617 10.702 12.882 12.289 15.416 18.648 5.463 9.0515 Mode 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 Tần số (Hz) 213.37 221.08 227.63 273.73 277.55 301.86 311.14 329.48 329.84 348.45 Chuyển vị tổng (mm) 8.3172 6.6355 15.819 6.6781 24.642 19.527 16.623 48.579 35.773 33.845 Hình 3. Dao động riêng của khung tại tần số 162.85 Hz. Hình 4. Dao động riêng của khung tại tần số 183.41 Hz. Hình 5. Dao động riêng của khung tại tần số 162.85 Hz. Hình 6. Dao động riêng của khung tại tần số 311.14 Hz. 36 ISSN 0866 - 7056 TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển Kết quả phân tích cho thấy, khung xe dao động với 20 dạng dao động khác nhau từ tần số 85.635 đến 348.45 Hz. Ở các tần số ban đầu, khung xe chủ yếu bị uốn theo phương Y. Sự rung động xuất hiện mạnh chỉ xảy ra ở nút 6 trở đi. Kết quả trên cho thấy, tại một số mode có giá trị chuyển vị lớn, tuy nhiên, chuyển vị này chỉ xảy ra trên thanh ngang. được phân bố theo Gaussian. Tần số không gian n được tính bằng số chu kỳ trên một mét đường (chu kỳ/m). Biên dạng đường được hiểu là biến thiên chiều cao mấp mô theo trục dọc của đường. PSD là hàm mật độ phổ năng lượng của chiều cao mấp mô của mặt đường tính theo tần số n hoặc tần số góc Ω: 3.2. Ảnh hưởng của mấp mô mặt đường tới dao động khung xe Trong công thức trên, n là tần số không gian (chu kỳ/m), n0 là giá trị tham chiếu của n (được lấy n0 = 0,1 chu kỳ/m), Gd (n0) là mật độ phổ ở tần số n0 (được lấy theo bảng 2), Ω là tần số góc (rad/m), Ω0 =1rad/m. Khi tính toán các loại đường ô tô, chỉ số w thường được chọn bằng 2. n Gd (n) = Gd (n0 )    n0  Phân tích rung động ngẫu nhiên nhằm để xác định một số thuộc tính phản hồi của cấu trúc khung như độ lệch, chuyển vị, vận tốc, gia tốc theo các phương nhằm xác định phản ứng của mô hình khung với rung động và tuổi thọ mỏi của cấu trúc. Trong phân tích rung động ngẫu nhiên, quang phổ năng lượng (Power Spectral Density PSD) được sử dụng trong Ansys nhằm xác định phản ứng của cấu trúc khung với các kích động của ngoại lực tác động có tần số ngẫu nhiên [1,7]. Kết quả ứng dụng từ phương pháp thống kê số liệu xác suất có giá trị trung bình với các giá trị tải trọng ngẫu nhiên −w Ω hoặc Gd (Ω=) Gd (Ω0 )    Ω0  −w Tiêu chuẩn ISO 8608:1995 [8] phân biệt các dạng đường (đường phố, cao tốc và địa hình không đường xá) theo mật độ phổ năng lượng và chia chúng thành 8 loại với ký hiệu quy ước từ A đến H. Trong đó A là loại đường chất lượng tốt nhất, các chữ cái tiếp theo mô tả các loại đường có chất lượng kém dần và H là loại đường xấu nhất. Bảng 2. Tiêu chuẩn ISO 8608:1995 phân loại đường: Thông số mô tả mấp mô theo tần số không gian, n Loại đường k Min Gd (n0) [10-6 m3] Trung bình Max A–B 3 -- 24 25 B–C 4 25 26 27 C–D 5 27 28 29 D–E 6 29 210 211 E–F 7 211 212 213 F-G 8 213 214 215 G-H 9 215 216 217 H+ -- 217 -- -- n0 = 0.1 chu kỳ/m ISSN 0866 - 7056 TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn  37 Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển Khung xe là một cấu trúc chịu các lực phức tạp với các dao động ngẫu nhiên khi đi trên đường không bằng phẳng [1]. Ngoài ra, khung xe còn chịu các rung động ngẫu nhiên của động cơ khi hoạt động, hệ thống truyền lực và các trục bánh xe. Khung xe trong quá trình hoạt động chịu tác dụng của nhiều loại rung động, do vậy, việc phân tích rung động ngẫu nhiên sử dụng mật độ phổ công suất với các giá trị được xác định theo tiêu chuẩn trong ISO 8608:1995 [7] với tốc độ thử nghiệm là 40 km/h và đường loại D-E và E-F. Bảng 3: Mật độ phổ công suất trong không gian đường loại D-E: nc/m-1 0.125 0.25 0.5 1 2 4 8 Gd(nc)/10-6 m3 256 64 16 4 1 0.25 0 Bảng 4: Mật độ tải trọng ngẫu nhiên theo tần số đường loại D-E: f/Hz 1.39 2.78 5.56 11.11 22.22 44.44 88.89 Gd(f) 10-6 (m3 /Hz) 23.04 5.76 1.44 0.36 0.09 0.0225 0 thức: Trong quá trình tính toán khi xe di chuyển, giá trị mật độ năng lượng bị biến đổi theo công f = v.nc and Gd ( f ) = Gd (nc ) v Nếu xét trên loại đường E-F, mật độ phổ công suất trong không gian và mật độ tải trọng ngẫu nhiên theo tần số có giá trị: Bảng 5. Mật độ phổ công suất trong không gian đường loại E-F: nc/m-1 0.125 0.25 0.5 1 2 4 8 Gd(nc)/10-6 m3 288 72 18 4.5 1.125 0.28125 0 Bảng 6. Mật độ tải trọng ngẫu nhiên theo tần số đường loại E-F: f/Hz 1.39 2.78 5.56 11.11 22.22 44.44 88.89 Gd(f) 10-6 (m3 /Hz) 25.92 6.48 1.62 0.405 0.10125 0.02531 0 Các kết quả tính toán rung động ngẫu nhiên được phân tích trên Ansys, sự thay đổi vận tốc và gia tốc theo tần số được thể hiện bên dưới. 38 ISSN 0866 - 7056 TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển Hình 7. Sự thay đổi vận tốc theo tần số đường D-E. Hình 8. Sự thay đổi gia tốc theo tần số đường D-E. Hình 9. Sự thay đổi vận tốc theo tần số đường E-F. Hình 10. Sự thay đổi vận tốc theo tần số đường E-F. Kết quả phân tích cho thấy, trên loại đường DE và EF khi xe chuyển động với vận tốc 40 km/h, sự thay đổi vận tốc và gia tốc theo tần số lớn nhất nằm điều xuất hiện ở tần số 24,42 hz. Khung xe không bị cộng hưởng khi đi trên đường D-E và E-F với vận tốc 40 km/h, giá trị tần số dao động lớn nhất nằm ngoài dao động riêng của khung. động riêng và ảnh hưởng của tần số ngoại lực kích động từ mấp mô mặt đường ngẫu nhiên đến độ bền khung xe tải Hyundai Mighty 75S bằng phần mềm Ansys Workbench. Kết quả phân tích trên là bước đầu tiên trong nghiên cứu độ bền và thiết kế chế tạo khung xe. Để có thể đánh giá sát thực hơn chuyên sâu hơn cần có nghiên cứu cụ thể ảnh hưởng của cụm hệ thống truyền lực, động cơ… Ngoài ra, cần có các thí nghiệm kiểm chứng thực tế nhằm đánh giá dao động và độ bền khung xe một cách hoàn chỉnh hơn.  4. KẾT LUẬN Bài báo trình bày kết quả phân tích dao ISSN 0866 - 7056 TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn 39 Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển Tài liệu tham khảo: [1]. Trần Quốc Toản, Trần Phúc Hòa, Trương Đặng Việt Thắng, Trịnh Minh Hoàng; Đánh giá ảnh hưởng của tần số ngoại lực kích động đến độ bền khung xe tải nhỏ, Tạp chí Cơ khí Việt Nam, tháng 05/2017. [2]. Shubham Bhise, Vaibhav Dabhade, Sujit Pagi, Apurvi Veldandi, Vishnudas Chodankar, Modal analysis of Truck Chassis Frame, International Journal of Scientific & Engineering Research, Volume 8, Issue 3, March-2017, ISSN 22295518, Page 158 – 166. [3]. K. P. Sirisha, R. Lalith Narayana, A. Gopichand, Ch. Srinivas, G. Ram Balaji, Structural and Modal Analysis on A Frame Less Chassis Construction of Heavy Vehicle for Variable Loads, International Journal of Engineering Research and Applications, Vol. 3, Issue 4, Jul-Aug 2013, pp.2318-2323. [4]. Cicek Karaoglu, N. Sefa Kuralay, Stress analysis of truck chassis with riveted joints, Elsevier Science B.V Finite Elements in Analysys and Design 38 (2005), 1115 – 1130. [5]. K. Santa Rao, G. Musalaiah, K. Mohana Krishna Chowdary, Finite Element 40 ISSN 0866 - 7056 Analysis of a Four Wheeler Automobile Car Chassis, Indian Journal of Science and Technology, Vol 9(2), DOI: 10.17485/ ijst/2016/v9i2/83339, January 2016. [6]. Teo Han Fui, Roslan Abd. Rahman, Statics and dynamics structural analysis of a 4.5 ton truck chasis, Jurnal Mekanikal, December 2007, No. 24, 56 – 67. [7]. Wang Hai-fei, Jia Kun-kun and Guo Zipeng, Random vibration analysis for the chassis frame of hydraulic truck based on ANSYS, Journal of Chemical and Pharmaceutical Research, 2014, 6(3):849852. [8]. Road ISO 8608: 1995. [9]. Saeed Moaveni, Finite Element Analysis: Theory and Application with Ansys, Third Edition (2008). [10]. Hemant B.Patil, Sharad D.Kachave, Eknath R.Deore, Stress Analysis of Automotive Chassis with Various Thicknesses, IOSR Journal of Mechanical and Civil Engineering, March – April 2013, Issue 1, 44 – 49. [11]. Roslan Abd Rahman, Mohd Nasir Tamin, Ojo Kurdi, Stress analysis of heavy duty truck chassis as a preliminary data of its fatigue life prediction using FEM, Jurnal Mekanikal December 2008, No. 26, 76 – 85. TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển ẢNH HƯỞNG CỦA THÔNG SỐ CẤU TẠO ĐẾN THỜI GIAN CHÁY Ở ĐỘNG CƠ CNG CHUYỂN ĐỔI MỘT XYLANH EFFECT OF DESIGN PARAMETERS ON COMBUSTION DURATION IN CNG-CONVERTED SINGLE-CYLINDER ENGINE Hồ Hữu Chấn1,2, Lê Văn Công1, Cao Hùng Phi2, Trần Đăng Quốc1 1 Viện Cơ khí Động lực, Trường Đại học Bách Khoa Hà Nội 2 Khoa Cơ khí Động lực, Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long TÓM TẮT Bài báo này trình bày một giải pháp nghiên cứu kết hợp giữa nghiên cứu thực nghiệm và mô phỏng để xác định mức độ ảnh hưởng của vị trí đặt bugi và tâm buồng cháy đỉnh piston, góc đánh lửa sớm đến thời gian cháy ở động cơ CNG chuyển đổi. Đây là động cơ diesel một xylanh được thiết kế lại với một số tính năng đặc biệt như: Tỷ số nén thay đổi trong một khoảng rộng, bugi đánh lửa đặt tại vị trí vòi phun diesel và vòi phun nhiên liệu CNG đặt trên đường ống nạp. Động cơ CNG chuyển đổi được gá đặt lên băng thử và tiến hành thí nghiệm, các kích thước của động cơ và kết quả thí nghiệm được sử dụng làm thông số đầu vào và hiệu chuẩn cho động cơ mô phỏng. Kết quả mô phỏng đã chỉ ra rằng, ảnh hưởng của vị trí buồng cháy đỉnh piston đến thời gian cháy là lớn hơn so với tỷ số nén. Khoảng cách giữa bugi và đường tâm xylanh tăng sẽ làm tăng thời gian cháy, mức độ tăng của trường hợp này lớn hơn so với vị trí buồng cháy đỉnh piston. Do tốc độ cháy của nhiên liệu khí thiên nhiên chậm, thời điểm đánh lửa được điều khiển sớm hơn sẽ giảm được thời gian cháy. Thời gian cháy tối ưu được tìm thấy tại góc đánh lửa IT = 18 độ trước điểm chết trên, bugi và vị trí tâm buồng cháy đỉnh piston trùng với đường tâm xylanh. Từ khóa: Thông số cấu tạo; Thời gian cháy; Vị trí bugi; Tâm buồng cháy đỉnh piston; Động cơ CNG chuyển đổi; Tỷ số nén. ABSTRACT This article presents the research solution that is the combination between experiment and simulation to determine the effect of three factors as: the position of spark plug and centerline piston bowl volume, ignition timing on combustion duration in a CNG converted engine. The converted engine is single-cylinder four-stroke diesel engine that was redesigned with the specific characteristics such as: widely varying compression ratio, spark plug was laid out the former position of diesel injector and CNG injector was installed on the intake pipe. The CNG converted engine was installed and experimented on the engine test bed, engine’s dimension parameters and obtained results were used to input and adjust the simulation modeling on AVL Boost software. The inaccuracy result between the experiment and simulation was found out approximetly 5% value but the minimum value around 2% was appeared on engine speed of n = 1800 rpm for both torque and power. This was the reason to fix engine speed for continuing research, the simulation results were  ISSN 0866 - 7056 TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn 41 Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển indicated that effect of piston offset had more effect on combustion duration than compression ratio. When the distance from spark plug to cylinder’s center-line increased, combustion duration increased respectively, the increase in this case was larger than when piston offset increased. Because of low burning velocity of CNG fuel, the ignition timing was increased to reduce combustion duration. The optimized ignition timing was found at IT = 18 degree before top dead center, spark plug and piston bowl were located coincide with cylinder’s center-line. Keywords: Design parameter, Combustion duration, Spark plug positon, Center-line piston bowl volume. 1. ĐẶT VẤN ĐỀ Động cơ đốt trong ở Việt Nam hiện nay, chủ yếu sử dụng nhiên liệu xăng và diesel, các động cơ phục vụ nông nghiệp chủ yếu là động cơ diesel một xylanh. Để đảm bảo đa dạng nguồn nhiên liệu phục vụ động cơ đốt trong và phù hợp với điều kiện vận hành ở Việt Nam, nghiên cứu chuyển đổi động cơ diesel sang sử dụng nhiên liệu khí thiên nhiên là rất cần thiết và hiệu quả về kinh tế [1]. Bởi vì khí thiên nhiên với thành phần chủ yếu là khí Mê-tan (CH4) được tổng hợp từ nhiều nguồn khác nhau [2]. Khí thiên nhiên được nén với áp suất cao khoảng 250 bar gọi là nhiên liệu khí thiên nhiên nén, để đơn giản trong sử dụng thực tế thường gọi tắt là nhiên liệu CNG. Nhiên liệu này có thể thay thế rất hiệu quả cho xăng và diesel bởi tỷ số giữa Hy-đrô với Các-bon là 4, khi đốt cháy 1 kG nhiên liệu CNG ở điều kiện hòa trộn hỗn hợp lý tưởng (Stoichiometric, λ = 1) sẽ giảm được khoảng 12% CO2 so với nhiên liệu xăng [3]. Các thành phần khí thải khác như CO và NOx cũng giảm được lần lượt là 80% và 12%, hiệu suất nhiệt của động cơ tăng được 5% và giảm được suất tiêu hao nhiên liệu đến 15% [4, 5]. Chuyển đổi từ động cơ diesel thành động cơ CNG là một giải pháp kỹ thuật đơn giản nhưng có hiệu quả kinh tế cao, các chuyển đổi cơ bản là thay vòi phun diesel bằng bugi đánh lửa, thay đổi hình dạng buồng cháy thông qua hình dạng đỉnh piston để giảm tỷ số nén và lắp đặt thêm 42 ISSN 0866 - 7056 vòi phun nhiên liệu CNG [6, 7 và 8]. Hình dạng của đỉnh piston chuyển đổi phải phù hợp với vị trí bugi đánh lửa và hình dạng đường nạp [9]. Buồng cháy ở động cơ diesel cỡ lớn thường có hình dạng tập trung ở đỉnh piston, nắp máy thường là phẳng, đường ống nạp thường có thiết kế để đạt được sự chuyển động của dòng khí nạp cao nhất hướng đến cải thiện được quá trình cháy [10]. Từ các phân tích trên có thể thấy rằng, chuyển đổi động cơ diesel sang sử dụng nhiên liệu CNG là giải pháp kinh tế nhất và phù hợp điều kiện Việt Nam. Tuy nhiên, việc chuyển đổi động cơ từ nhiên liệu diesel sang sử dụng nhiên liệu CNG đã làm thay đổi bản chất của quá trình cháy từ tự bốc cháy thành cháy cưỡng bức. So với nhiên liệu diesel, nhiên liệu khí thiên nhiên có tốc độ cháy chậm hơn, khối lượng riêng nhẹ và thể tích riêng lớn, vì vậy, động cơ được chuyển đổi sang sử dụng hoàn toàn nhiên liệu khí thiên nhiên sẽ có mô men, công suất nhỏ hơn động cơ nguyên bản. Khí thiên nhiên được nén vào bình chứa chuyên dụng với áp suất lớn khoảng 250 bar được gọi tắt là nhiên liệu CNG, mục đích của việc nén với áp suất cao là để tăng cường khả năng dự trữ nhiên liệu cho động cơ làm việc trong một thời gian dài [11]. Để nâng cao hiệu suất và mở rộng vùng làm việc cho động cơ diesel sử dụng đơn nhiên liệu CNG, đa số các nghiên cứu tập trung vào cải thiện quá trình cháy để rút ngắn được thời gian đốt cháy hỗn hợp bên trong buồng cháy [12, 13]. Bởi vì thời gian cháy là TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển một thông số rất quan trọng để đánh giá chất lượng của quá trình cháy, thời gian cháy quá ngắn là một quá trình cháy không hoàn thiện và hoá năng của nhiên liệu bên trong buồng cháy không thể chuyển hoá thành nhiệt năng [14]. Ngược lại với thời gian cháy quá dài, hoá năng của nhiên liệu được chuyển thành nhiệt năng nhiều hơn nhưng thời gian của quá trình giải phóng và trao đổi nhiệt diễn ra dài hơn ở bên trong xylanh động cơ nên phần nhiệt năng bị mất đi do truyền sang cho đỉnh piston, nắp máy, xylanh nhiều hơn [15]. Hình dạng buồng cháy đóng một vai trò rất quan trọng để kiểm soát sự vận động của dòng môi chất ở bên trong xylanh động cơ, nhờ vậy không chỉ cải thiện rất hiệu quả cho quá trình hòa trộn giữa không khí – nhiên liệu trong suốt quá trình nén mà còn kiểm soát được các quá trình giải phóng nhiệt và trao đổi nhiệt vì vậy rút ngắn được thời gian cháy ở động cơ đốt trong [16, 17]. Tối ưu hóa thiết kế hình dạng buồng cháy có thể làm giảm sự hình thành các chất khí thải ô nhiễm mà không ảnh hưởng đến đặc tính làm việc của động cơ [18]. Hầu hết các nghiên cứu đều cho rằng thời gian cháy phụ thuộc nhiều vào các thông số làm việc như: Tốc độ động cơ, tỷ lệ hoà trộn giữa không khí và nhiên liệu ở bên trong xylanh động cơ, góc đánh lửa tối ưu, tỷ số nén của các phân tử khí trong khoảng thời gian cháy, tỷ lệ phun bổ sung nhiên liệu hydro (H2) vào hỗn hợp bên trong xylanh động cơ. Một số các nghiên cứu khác chỉ ra rằng các thông số kết cấu như tỷ số nén (ɛ), hình dạng buồng cháy có ảnh hưởng đến thời gian cháy của động cơ [19]. Tiến hành nghiên cứu về ảnh hưởng của các thông số làm việc và kết cấu đến mô men, công suất và khí thải của động cơ thì cần đầu tư rất nhiều kinh phí và thời gian cho nghiên cứu thực nghiệm. Đối với nghiên cứu mô phỏng sẽ giảm được đáng kể chi phí nghiên cứu và thời gian, tuy nhiên, để kết quả mô phỏng phù hợp với thực tế đòi hỏi người nghiên cứu phải có rất nhiều kinh nghiệm trong thực tế và kiến thức cơ bản vững. Giải pháp được coi là trung gian đối với hai xu hướng nghiên cứu trên đó là sự kết hợp giữa nghiên cứu thực nghiệm và mô phỏng, trong đó nghiên cứu thực nghiệm đóng vai trò chủ yếu và cung cấp số liệu hoặc thông số ban đầu cho mô phỏng, thông số đầu vào và hiệu chuẩn mô hình mô phỏng được thực hiện dựa vào những thông số và kết quả thực nghiệm. Sau khi hiệu chuẩn mô hình nếu sự sai lệch giữa các kết quả mô phỏng và thực nghiệm không vượt quá 5% thì có thể sử dụng mô hình mô phỏng đó để tiến hành nghiên cứu. Từ các phân tích trên đã chỉ ra rằng, nghiên cứu “Ảnh hưởng của thông số kết cấu đến thời gian cháy ở động cơ CNG chuyển đổi một xylanh” bằng cách kết hợp giữa nghiên cứu thức nghiệm và nghiên cứu mô phỏng là phù hợp với điều kiện ở Việt Nam hiện nay. Trong bài báo này, mục đích của nghiên cứu mô phỏng là để làm rõ hơn những hạn chế của nghiên cứu thực nghiệm, từ những kết quả của nghiên cứu mô phỏng có thể hiểu được ảnh hưởng của vị trí đặt bugi trên nắp máy và vị trí phần thể tích trên đỉnh piston, góc đánh lửa đến thời gian cháy. 2. NGHIÊN CỨU THỰC NGHIỆM 2.1. Sơ đồ thí nghiệm  Hình 1. Sơ đồ bố trí thiết bị thí nghiệm. ISSN 0866 - 7056 TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn 43 Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển 2.2. Phương pháp thí nghiệm Hình 2. Động cơ nghiên cứu QTC2015. Hình 1, thể hiện sơ đồ bố trí các trang thiết bị thí nghiệm tổng thể, các thiết bị chính sử dụng trong thí nghiệm gồm: Động cơ nghiên cứu một xylanh kiểu Ricardo được thiết kế lại từ động cơ diesel có thể thay đổi được tỷ số nén trong khoảng ɛ = 9 ÷ 30 (hình 2), các thông số của động cơ nghiên cứu được trình bày trong bảng 1. Hệ thống cung cấp nhiên liệu CNG gồm: thùng chứa nhiên liệu CNG áp suất 150 bar, hai bộ van giảm áp, thiết bị đo tiêu thụ nhiên liệu CNG (Mass Flow Controller: MFC) và một vòi phun CNG lắp trên đường ống nạp, Dynamometer để đo mô men động cơ, thêm vào đó là các hệ thống nạp/thải, hệ thống làm mát, bộ điều khiển động cơ, bộ thu thập dữ liệu và một vài hệ thống đo khác. Bảng 1. Thông số kỹ thuật động cơ nghiên cứu: Tên thông số Ký hiệu Giá trị Thứ nguyên Đường kính xylanh D 103 mm Hành trình piston S 115 mm Dung tích xylanh Vtp 1,03 Lít Tỷ số nén ε 9 ÷ 30 - 44 ISSN 0866 - 7056 Động cơ nghiên cứu được điều chỉnh đến tỷ số nén ɛ = 10, vị trí đặt bugi trên nắp máy trùng với đường tâm xylanh, piston sử dụng trong trường hợp này là piston đỉnh phẳng, bướm ga được mở hoàn toàn để giảm cản trên đường nạp, áp suất ở vòi phun nhiên liệu CNG được điều chỉnh là 1 bar, nhiệt độ nước làm mát ra khỏi động cơ được kiểm soát trong khoảng 75 ÷ 80oC, góc đánh lửa tại mỗi điểm đo được điều chỉnh để đạt mô men lớn nhất, lambda được duy trì tại giá trị λ = 1. Tiến hành đo mô men (Me), công suất (Ne), lượng không khí nạp (ma), lượng nhiên liệu cấp (Gnl) tại các điểm tốc độ động cơ n = 1000, 1200, 1400, 1600, 1800, 2000 và 2200 vòng/phút. 3. NGHIÊN CỨU MÔ PHỎNG 3.1. Sơ đồ mô phỏng AVL Boost là một phần mềm chuyên dụng nghiên cứu trong lĩnh vực động cơ đốt trong, động cơ nghiên cứu thực có tên gọi là QTC2015 được mô phỏng bằng các phần tử như hình 3. Mỗi phần tử ở động cơ mô phỏng có các thông số kỹ thuật được khai báo ở các cửa sổ ghi động cơ thực. Các phần tử của động cơ mô phỏng như sau: SB1 và SB2 là nơi thiết lập những điều kiện biên đầu vào và đầu ra của đường ống nạp và thải. CL1 được sử dụng như hệ thống lọc không khí trên các phần tử đoạn ống nạp 1, 2, 3, 4 và 5, phần tử I1 mô phỏng vị trí và đặc tính vòi phun nhiên liệu trên đường ống nạp. Các phần tử: MP1, MP2, MP3, MP4 mô phỏng những vị trí đặt cảm biến và xuất ra các giá trị áp suất, nhiệt độ và các thông số của dòng khí trước khi đi vào xy lanh C1. MP5, MP6 và MP7 là vị trí đặt cảm biến xuất ra các giá trị áp suất, nhiệt độ và các thông số của dòng khí trước khi đi ra khỏi các phần tử đường TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển ống thải: 6, 7, 8. Hai phần tử R1, R2 và R3 mô phỏng các hệ số gây tổn thất của dòng môi chất trên đường nạp và thải, trong đó PL1 mô phỏng bộ ổn định áp suất và giãn nở nhiệt trên đường thải. Hình 3. Mô phỏng động cơ QTC2015. Hình 4. Kết quả hiệu chuẩn mô hình. 3.2. Hiệu chuẩn mô hình Hình 4, trình bày các kết quả mô men (Me) và công suất (Ne) của động cơ thí nghiệm và mô phỏng, đường liền là các kết quả thí nghiệm của động cơ thực thu được trên băng thử động cơ. Đường nét đứt là những kết quả thu được từ mô hình mô phỏng sau khi hiệu chuẩn lại mô hình so với thực tế, tuy nhiên các thông số của động cơ thí nghiệm QTC2015 như: Đường kính xylanh, các thông số piston, hành trình piston, chiều dài và đường kính ống nạp và thải được sử dụng để nhập cho mô hình. Điều kiện thí nghiệm động cơ trên băng như: Bướm gió mở hoàn toàn (WOT), vì vậy, trên mô hình không sử dụng phần tử này, góc đánh lửa được điều chỉnh ở trước điểm chết trên (IT: BTDC) và tỷ số nén đặt ở ɛ = 10. Xét trong toàn vùng thí nghiệm (n = 1000 ÷ 2000 vòng/ phút), sai số lớn nhất và nhỏ nhất giữa kết quả mô phỏng với kết quả thí nghiệm theo thứ tự là khoảng 5% và 2%. Tuy nhiên, tại tốc độ n = 1800 vòng/phút sai số kết quả của cả mô men và công suất là xấp xỉ 2% và tốc độ này sẽ được giữ cố định để nghiên cứu ảnh hưởng của các thông số kết cấu và làm việc (vị trí bugi trên nắp máy, vị trí phần thể tích buồng cháy trên đỉnh piston, góc đánh lửa) đến thời gian cháy. 3.3. Điều khiển mô hình Để đánh giá các thông số kết cấu như: Tỷ số nén, vị trí đặt bugi, vị trí phần thể tích trên đỉnh piston và góc đánh lửa đến thời gian cháy ở động cơ CNG chuyển đổi, nghiên cứu mô phỏng sẽ được tiến hành như sau: Để loại bỏ những ảnh hưởng đến hệ số nạp và chuyển động rối của dòng môi chất bên trong xylanh động cơ ở kỳ nạp (Swirl và Tumble), các thông số làm việc như: Tốc độ động cơ được giữ cố định tại n = 1800 vòng/phút để động năng dòng khí nạp đủ lớn, lượng nhiên liệu cấp trong một đơn vị thời gian (Gnl) và áp suất phun trên đường nạp (pf) được giữ không đổi với các giá trị lần lượt là Gnl = 0,755 (g/s) và pf = 1 bar, vị trí của bướm gió được mở hoàn toàn để giảm cản trên đường ống nạp. Tại mỗi điểm đo góc đánh lửa được điều chỉnh đến khi mô men đạt giá trị lớn nhất và được gọi là góc đánh lửa tối ưu (IT = MBT). Phần thể tích buồng cháy trên đỉnh piston được giữ không đổi với Hb = 17 mm và Db = 66 mm, tuy nhiên tâm của phần thể tích này sẽ dịch chuyển trong khoảng OB = 0 ÷ 6 mm với bước dịch chuyển ∆OB = 2 và quy ước  ISSN 0866 - 7056 TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn 45 Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển OB = 0 khi đường tâm của phần thể tích đỉnh piston trùng với đường tâm xylanh. Tương tự như vậy đối với vị trí đặt bugi trên nắp máy, OS = 0 ÷ 6 mm và ∆OS = 2 như hình 5. Để đánh giá khả năng giải phóng nhiệt ở cuối kỳ nén, tỷ số nén của động cơ được thiết lập tại hai giá trị ɛ = 10 và ɛ = 11,5. Hình 7. Thời gian cháy theo vị trí bugi dịch chuyển. Hình 5. Hình dạng piston đỉnh lõm, độ lệch tâm bugi và tâm lõm. 4. PHÂN TÍCH KẾT QUẢ 4.1. Ảnh hưởng của vị trí tâm buồng cháy đỉnh piston Hình 6. Thời gian cháy theo vị trí tâm buồng cháy đỉnh piston. 46 ISSN 0866 - 7056 Hình 6, thể hiện thời gian cháy (∆αc) theo vị trí dịch chuyển tâm lõm đỉnh piston nhưng vị trí bugi cố định ở giữa tâm xylanh (OS = 0). Thời gian cháy có xu hướng tăng khi khoảng cách giữa tâm xylanh và tâm lõm đỉnh piston (OB) tăng đối với cả hai tỷ số nén, tuy nhiên mức độ tăng của tỷ số nén ε = 10 là chậm hơn so với ε = 11,5. Nguyên nhân làm tăng thời gian cháy trong trường hợp này là do vận tốc squish trong xylanh tăng nhanh đồng thời tạo ra các vùng xoáy lốc có động năng khác nhau. Tuy nhiên, sự thay đổi của động học dòng khí trong xylanh động cơ là do ảnh hưởng của vị trí tâm lõm thay đổi. Ảnh hưởng của cường độ xoáy lốc bên trong xylanh động cơ còn thể hiện rõ hơn ở cùng vị trí tâm lõm OB nhưng khi tăng tỷ số nén lên thì thời gian cháy vẫn tăng. Nguyên nhân của hiện tượng này là do cường độ vận động của các môi chất bên trong buồng cháy tại các điểm là khác nhau, do vậy tốc độ lan tràn màng lửa tại các điểm bên trong buồng cháy là không giống nhau bị ảnh hưởng bởi cường độ xoáy lốc hay tạo ra các Eddy khác nhau ở bên trong buồng cháy. Từ các phân tích trên cho thấy ảnh hưởng của vị trí tâm lõm trên đỉnh piston đến thời gian cháy lớn hơn so với ảnh hưởng của tỷ số nén. TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển 4.2. Ảnh hưởng của vị trí bugi Hình 7, thể hiện thời gian cháy (∆αc) của hỗn hợp bên trong xy lanh động cơ theo vị trí đặt bugi ở điều kiện chạy mô phỏng, với tâm lõm nằm ở chính giữa xylanh. Khi vị trí đặt bugi dịch chuyển so với tâm xylanh, thời gian cháy có xu hướng tăng nhanh ở cả hai tỷ số nén. Ở cùng điều kiện nghiên cứu, các kết quả thu được cho thấy thời gian cháy có xu hướng thay đổi giống nhau giống như một hàm đồng biến theo vị trí đặt bugi. Cũng tương tự như trường hợp thay đổi vị trí tâm lõm đỉnh piston, thời gian cháy ở tỷ số nén ε = 11,5 luôn có giá trị lớn hơn so với tỷ số nén ε = 10. Mức độ tăng của thời gian cháy là khoảng 90% khi vị trí đặt bugi dịch chuyển trong khoảng từ 0 đến 6 mm, kết quả này có thể thấy rằng vị trí đặt bugi ảnh hưởng rất nhiều đến thời gian đốt cháy của hỗn hợp. Với cùng một vị trí đặt bugi như nhau, thời gian cháy của trường hợp ε = 11,5 lớn hơn so với ε = 10. Tại vị trí dịch chuyển là 6 (mm), thời gian cháy của trường hợp ε = 11,5 dài hơn khoảng 10 độ góc quay trục khuỷu so với trường hợp ε = 10. Từ kết quả như hình vẽ cũng có thể kết luận được rằng, với vị trí bugi đặt ở tâm xylanh thì tốc độ lan tràn màng lửa trong khoảng từ bugi đến sát thành xylanh là xấp xỉ như nhau, nhờ vậy, thời gian đốt cháy là ngắn hơn so với các vị trí đặt bugi khác. Nguyên nhân chính làm cho thời gian đốt cháy hỗn hợp khi vị trí bugi ở tâm xylanh là do khi piston di chuyển hướng đến điểm chết trên làm cho sự thay đổi của squish tại mọi điểm là như nhau và có xu hướng đi vào phần thể tích ở trên đỉnh piston xylanh động cơ. Do vậy, khi điểm lửa được hình thành tốc độ lan tràn màng lửa sẽ đồng đều hơn so với trường hợp vị trí bugi không nằm ở tâm xylanh động cơ. Khi dịch chuyển vị trí bugi lệch đi với trường hợp tâm lõm đỉnh piston không đổi, hỗn hợp không khí và nhiên liệu tập trung ở phần lõm đỉnh piston trong cuối kỳ nén. Khoảng cách di chuyển của ngọn lửa tăng lên, vì vậy để đốt cháy hỗn hợp, tia lửa mất nhiều thời gian hơn khi lan từ tâm bugi đến đỉnh lõm và toàn bộ buồng cháy. Đối với không gian buồng cháy trên tâm lõm, khi bugi bị đặt lệch đi, về một hướng thời gian cháy sẽ ngắn hơn, hướng còn lại do nằm xa tâm bugi hơn nên thời gian cháy sẽ tăng lên, làm cho tổng thời gian cháy của cả hỗn hợp kéo dài hơn, khiến cho tổn thất nhiệt cũng tăng lên, làm giảm mô-men và công suất của động cơ như đã trình bày ở trên. Để giải thích trường hợp khi tăng tỷ số nén thì thời gian cháy lại tăng lên, chúng ta cần xét đến động năng của hỗn hợp nhiên liệu không khí ở gần cuối quá trình nén. Ảnh hưởng của tỷ số nén đến thời gian cháy, tăng nhiễu loạn trong hỗn hợp chưa cháy tại thời điểm đốt cháy làm tăng tốc độ cháy. Sự nhiễu loạn thường được tăng lên bằng cách tạo xoáy trong quá trình cảm ứng. Thời gian của giai đoạn đầu và giai đoạn chính của quá trình đốt cháy giảm khi tốc độ hỗn loạn khi bắt đầu đốt cháy tăng lên. Quá trình đốt cháy nhanh hơn chủ yếu đến từ cường độ nhiễu loạn cao hơn; tuy nhiên, việc giảm quy mô nhiễu loạn đặc trưng đi kèm với sự gia tăng nhiễu loạn cũng rất đáng kể vì nó dẫn đến thời gian đốt đặc tính ngắn hơn. Khi tỷ số nén tăng lên thì động năng của hỗn hợp trong xylanh ở cuối kỳ nén cũng tăng lên, tăng tốc độ xoáy rối, làm cho vận tốc squish tăng, từ đó tăng được tốc độ hòa trộn. Nhưng với trường hợp tỷ số nén là 11,5 thì hệ số dư lượng không khí λ của hỗn hợp nạp vào động cơ cao hơn do thể tích buồng cháy giảm, lượng O2 nạp vào giảm đi, làm cho hỗn hợp đậm hơn. Nhưng khi vận tốc squish tăng lên quá cao làm cho hòa trộn trong xylanh ở cuối kỳ nén không đều tạo ra những vùng có λ rất cao (hỗn hợp nhạt), đồng thời cũng có những vùng λ nhỏ (hỗn  ISSN 0866 - 7056 TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn 47 Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển hợp đậm) làm cho thời gian cháy trong động cơ không đồng đều giữa các vùng, làm cho thời gian cháy của cả hỗn hợp tăng lên. Bên cạnh đó, khi vận tốc squish tăng lên cũng làm tăng tốc truyền nhiệt của hỗn hợp ra thành vách xung quanh, làm tăng tổn thất nhiệt, khiến cho những vùng hỗn hợp nhạt khó cháy hơn, dẫn đến tổng thời gian cháy tăng lên. Ảnh hưởng của tỷ số nén đến thời gian cháy tăng nhiễu loạn trong hỗn hợp chưa cháy tại thời điểm đốt cháy làm tăng tốc độ cháy. Sự nhiễu loạn thường được tăng lên bằng cách tạo xoáy trong quá trình cảm ứng. Thời gian của giai đoạn đầu và giai đoạn chính của quá trình đốt cháy giảm khi tốc độ hỗn loạn khi bắt đầu đốt cháy tăng lên. Quá trình đốt cháy nhanh hơn chủ yếu đến từ cường độ nhiễu loạn cao hơn; tuy nhiên, việc giảm quy mô nhiễu loạn đặc trưng đi kèm với sự gia tăng nhiễu loạn cũng rất đáng kể vì nó dẫn đến thời gian đốt đặc tính ngắn hơn. Từ các kết quả thu được có thể suy ra rằng vị trí đặt bugi có ảnh hưởng rất lớn tới thời gian cháy của hỗn hợp và với vị trí đặt bugi cùng đỉnh lõm ở giữa xy lanh thì thời gian cháy là ngắn nhất, từ đó cải thiên được nhược điểm lớn nhất của nhiên liệu CNG là tốc độ cháy chậm hơn so với nhiên liệu xăng và diesel. 4.3. Ảnh hưởng của góc đánh lửa Hình 8. Thời gian cháy theo góc đánh lửa 48 ISSN 0866 - 7056 Hình 9. Áp suất trong xylanh động cơ theo góc quay trục khuỷu Hình 8, thể hiện sự thay đổi thời gian cháy (∆αc) theo góc đánh lửa (IT). Thời gian cháy có xu hướng giảm nhanh khi góc đánh lửa được điều chỉnh sớm lên, mức độ giảm thời gian cháy khi góc đánh lửa được điều chỉnh sớm lên đối với hai tỷ số nén ε = 10 và ε = 11,5 là gần giống nhau. Cùng một thời điểm đánh lửa sớm, thời gian cháy ở tỷ số nén ε = 11,5 dài hơn so với ε = 10 khoảng 4 độ góc quay trục khuỷu. Khi góc đánh lửa được điều chỉnh sớm hơn từ 12 đến 18 độ trước điểm chết trên, thời gian cháy rút ngắn được khoảng 20%. Từ kết quả thu được thể hiện trên hình vẽ có thể nhận thấy được rằng, thời gian cháy tại mỗi góc đánh lửa sớm có sự thay đổi trung bình là khoảng 7% khi tỷ số nén tăng từ ε = 10 lên ε = 11,5, trong khi đó thời gian cháy ở cùng tỷ số nén giảm khoảng 18,5%. Nguyên nhân làm tăng thời gian cháy là do sự gia tăng của vận tốc squish đã tạo ra các vùng xoáy rối ở bên trong buồng cháy có cường độ khác nhau dẫn đến tốc độ phản ứng cháy là không đồng nhất và kết quả là thời gian cháy tăng. Ngược lại khi thời điểm bugi bật tia lửa điện sớm hơn sẽ làm cho thời điểm bắt đầu cháy sớm lên khi các vùng xoáy rối chưa chịu tác động nhiều bởi hiện tượng squish, tốc độ cháy tăng dần khi piston chuyển động hướng lên điểm chết trên, vì vậy mà thời gian cháy TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển được rút xuống so với thời điểm đánh lửa ở gần điểm chết trên. Giảm được thời gian cháy của hỗn hợp trong xy lanh sẽ làm giảm tổn thất nhiệt cho thành xy lanh động cơ, để làm rõ hơn về ảnh hưởng của góc đánh lửa đến thời gian cháy ta cần phải xem xét sự thay đổi của áp suất trong xylanh động cơ theo góc quay trục khuỷu tại các góc đánh lửa có giá trị lần lượt là IT = 12, 14, 16, 18 độ trước điểm chết trên. Thời điểm đánh lửa là một thông số làm việc rất quan trọng ảnh hưởng đến quá trình cháy ở bên trong xylanh động cơ, sự thay đổi áp suất bên trong buồng cháy theo góc quay trục khuỷu là bộ số liệu được sử dụng để tính toán rất nhiều thông số như: Sự toả nhiệt của hỗn hợp nhiên liệu ở bên trong buồng cháy khi bugi bật tia lửa điện cho đến khi kết thúc phản ứng cháy, thông qua số liệu tính toán này có thể xác định được thời gian thực hiện các quá trình cháy và hiệu suất chuyển đổi năng lượng trong động cơ. Hình 3.9, thể hiện giá trị áp suất trong xylanh động cơ theo góc quay trục khuỷu ở các điều kiện mô phỏng như: Tỷ số nén ε = 10, lượng nhiên liệu cấp cho 1 chu trình không đổi, tốc độ động cơ giữ tại 1800 vòng/phút, các kích thước của phần thể tích trụ trên đỉnh piston được giữ nguyên không đổi (Db và Hb là hằng số). Giá trị áp suất trong xylanh có sự thay đổi rõ rệt ở thời điểm bugi bật tia lửa điện phía trước điểm chết trên (360 deg), áp suất trong xylanh động cơ đều đạt giá trị lớn nhất ở sau điểm chết trên nhưng khoảng cách từ vị trí của giá trị lớn nhất đến điểm chết trên là khác nhau. Thời điểm bugi bật tia lửa sớm hơn sẽ tận dụng được sự gia tăng động năng chuyển động của dòng môi chất bên trong xylanh động cơ và kết quả là áp suất trong xylanh đạt giá trị lớn nhất với khoảng thời gian rất ngắn. Góc đánh lửa tối ưu được tìm thấy tại IT = 18 độ góc quay trục khuỷu trước điểm chết trên, áp suất trong xylanh lớn nhất được tìm thấy tại 369 độ góc quay trục khuỷu. Khi góc đánh lửa sớm tăng lên lần lượt là IT = 16, 14 và 12 thì đỉnh của áp suất trong xylanh có xu hướng rời xa điểm chết trên hơn so với IT =18, giá trị lớn nhất được tìm thấy lần lượt tại góc quay trục khuỷu α = 371, 373 và 375. Kết quả này là do vận tốc của squish lớn tạo ra các vùng chuyển động rối khác nhau làm hạn chế khả năng giải phóng nhiệt, vì vậy áp suất trong xylanh bị giảm so với IT =18. Từ kết quả này đã chỉ ra cho thấy năng lượng hóa học có trong nhiên liệu không được chuyển đổi tối ưu thành công cơ học và một phần của quá trình cháy đã diễn ra trong hành trình thải. 5. KẾT LUẬN Phân tích các kết quả thu được từ mô phỏng về ảnh hưởng của vị trí tâm buồng cháy đỉnh piston, vị trí bugi và góc đánh lửa đến thời gian cháy của động cơ CNG một xylanh chuyển đổi, các kết luận có thể được rút ra như sau: Ảnh hưởng của vị trí buồng cháy đỉnh piston đến thời gian cháy là lớn hơn so với tỷ số nén. Khoảng cách giữa bugi và đường tâm xylanh tăng sẽ làm tăng thời gian cháy, mức độ tăng của trường hợp này lớn hơn so với vị trí buồng cháy đỉnh piston. Do tốc độ cháy của nhiên liệu khí thiên nhiên chậm, thời điểm đánh lửa được điều khiển sớm hơn sẽ giảm được thời gian cháy. Thời gian cháy tối ưu được tìm thấy tại góc đánh lửa IT = 18 độ trước điểm chết trên, bugi và vị trí tâm buồng cháy đỉnh piston trùng với đường tâm xylanh. Tài liệu tham khảo: [1]. Bruce Chehroudi, “Use of natural gas in internal combustion engines”, International Non-renewable Energy Sources Congress  Tehran, Iran, December 26-30, 1993. ISSN 0866 - 7056 TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn 49 Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển [2]. TS. Nguyễn Cảnh Dương; Địa chất các mỏ than, dầu và khí đốt, NXB. Khoa học Kỹ thuật Hà Nội, 2004), [3]. P.R. Dave, R.. Meyer, (Climate Change 2007): “Mitigation. Contribution of Working Group III to the Fourth Assessment Report of the Intergovern-mental Panel on Climate Change” Cambridge University Press, Cambridge (2007). [4]. Maji, S., Sharma, P. B., & Babu, M. K. G. (2005) “Experimental Investigations on Performance and Emission Characteristics of CNG in a Spark Ignition Engine. SAE Technical Paper Series”. doi:10.4271/2005-26-344. [5]. Wong Wei Loon, “Compressed natural gas as an alternative fuel in diessel engines”, Bachelor of Engineering (Mechanical), Faculty of Engineering and Surveying, University of Southern Queensland, Submited: October, 2005. [6]. Semin, Abdul Rahim Ismail and Rosli Abu Bakar, “Diesel Engine Convert to Port Injection CNG Engine Using Gaseous Injector Nozzle Multi Holes Geometries Improvement: A Review”, Americal Journal of Engineering and Applied Sciences 2 (2): pp 268-278, 2009. [7]. Tran Dang Quoc, “A study on extension of the lean limit for direct injection natural gas engine by using auxiliary injection”, A Dissertation submitted to Department of Mechanical Engineering and Graduate School of Sungkyunkwan University, December, 2012. [8]. Taib Iskandar Mohamad, Ali Yusoff and Shahrir Abdullah, “The combustion and performance of a converted direct injection compressed natural gas engine using spark plug fuel injector”, SAE International, published 09/28/2010. [9] Harish Venu, V. Dhana Raju, Lingesan Subramani, “Combined effect of influence of nano additives, combustion chamber geometry and injection timing in a DI diesel engine fuelled with ternary (diesel-biodiesel-ethanol) blends”. Energy 174 (2019) 386-406. [10] Ramazan Sener, Murat Umut Yangaz, Mehmet Zafer Gul, “Effects of injection strategy and combustion chamber modification on a singlecylinder diesel engine”, Fuel 266 (2020) 50 ISSN 0866 - 7056 117122. [11]. P. Gandhidasan, A. Ertas, E. E. Anderson “Review of Methanol and Compressed Natural Gas (CNG) as Alternative for Transportation Fuels”, Journal of Energy Resources Technology, June 1991, Vol. 113, pp; 101-107. [12]. Haiqin Zhou, Xiangrong Li, Weihua Zhao, Fushui Liu, “Effects of separated swirl combustion chamber geometries on the combustion and emission characteristics of DI diesel engines”, Fuel 253 (2019) 488-500. [13]. Jie Liu, Junle Wang, Hongbo Zhao, “Optimization of the combustion chamber and fuel injection of a diessel-natural gas dual fuel engine”, Energy procedia 158 (2019) 14181424. [14]. Haiqin Zhou, Xiangrong Li, Weihua Zhao, Fushui Liu, “Combustion performance and mechanisms of the fuel-air mixture in a new separated swirl combustion system”, Fuel 258 (2019) 116058. [15]. S. Bari, S.N. Hossain, I. Saas, “A review on improving airflow characteristics inside the combustion chamber of CI engines to improve the performance with higher viscous biofuels”, Fuel 264 (2020) 116769. [16]. Shahanwaz Khan, Rajsekhar Panua, Probir Kumar Bose, “The impact of combustion chamber configuration on combustion and emissions of a single cylinder diesel engine fuelled with soybean methyl ester blends with diesel”, Renewable Energy 143 (2019) 335351. [17]. Effect of combustion chamber shape on tumble flow squish-generated flow and burn rate”, JSAE Review 23 (2002) 291-296. [18]. M. Saghaei, A. Mohammadi, “Thermodynamic simulation of porous-medium combustion chamber under diesel engine-like conditions”, App;ied Thermal engineering 153 (2019) 206315. [19]. Antonio Mariani, Biagio Morrone and Andrea Unich, “A Review of Hydrogen-Natural Gas Blend Fuels in Internal Combustion Engines”, In book: Fossil Fuel and the Environment, Chapter: March 2012, pp 17-36. TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển ĐÁNH GIÁ TUỔI THỌ MỎI CHO TRỤC BÁNH XE CỦA TOA XE HÀNG CHỞ CONTAINER CÓ XÉT ĐẾN XÁC XUẤT KHÔNG HỎNG FATIGUE LIFE ASSESSMENT FOR RAILWAY AXLES OF CONTAINER FLAT CAR CONSIDERING PARTICULAR PROBABILITY OF SURVIVAL Vũ Tuấn Đạt Khoa Cơ khí, Trường Đại học Giao thông Vận tải TÓM TẮT Để đánh giá tuổi thọ mỏi cho trục bánh xe của toa xe chở hàng container trên cơ sở phương pháp ứng suất danh nghĩa trong giai đoạn xuất hiện vết nứt mỏi, mô hình phần tử hữu hạn của bộ trục bánh xe được xây dựng và tiến hành phân tích động lực học kết cấu trên mô hình này để có được số liệu ứng suất trên miền thời gian cần thiết cho tính toán tuổi thọ mỏi. Đường cong mỏi S-N của vật liệu được xây dựng có kể đến ảnh hưởng của xác xuất không hỏng. Kết quả tính toán cho thấy, tuổi thọ mỏi của trục bánh xe đảm bảo yêu cầu về tuổi thọ thiết kế theo QCVN 87: 2015/ BGTVT. Từ khóa: Trục bánh xe; Tuổi thọ mỏi; Phương pháp ứng suất danh nghĩa; Giai đoạn xuất hiện vết nứt mỏi; Xác xuất không hỏng. ABSTRACT In order to assess fatigue life of railway axle of container flat car based on the nominal stress-life method in fatigue crack initiation phase, the finite element model of wheel-axle assembly was established and the stress time histories, which are necessary for fatigue life calculation, were obtained from the results of structural dynamics analysis of this model. The S-N curve of material was established with the effects of particular probability of survival are considered. The calculate results show that: the fatigue life of railway axle ensures ensures design life requirements according to QCVN 87: 2015/BGTVT. Keywords: Railway axle; Fatigue life; Nominal stress-life method; Fatigue crack initiation phase; Probability of survival. 1. ĐẶT VẤN ĐỀ Trong các bộ phận chạy xe của đầu máy - toa xe thì trục bánh xe là kết cấu chịu tải lớn, thường xuyên chịu tải trọng động và tải trọng thay đổi có chu kỳ. Vì vậy, trục bánh xe có yêu cầu về độ bền mỏi cao, theo QCVN 87-2015-BGTVT: Các bộ phận của giá chuyển hướng nói chung và trục bánh xe nói riêng phải đảm bảo tuổi thọ thiết kế là 30 năm [1]. Một số tác giả nước ngoài đã tiến hành nghiên cứu ở cả giai đoạn xuất hiện vết nứt mỏi và giai đoạn phát triển vết nứt mỏi để đánh giá độ bền mỏi cho trục bánh xe [9-11]. Ở trong nước, một số tác giả đã tiến hành nghiên cứu độ  ISSN 0866 - 7056 TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn 51 Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển bền mỏi cho các kết cấu chạy xe trên đầu máy D9E [6] và đầu máy D19E [7]. Tuy nhiên, các nghiên cứu trong nước về độ bền mỏi kết cấu chạy xe phần lớn tập trung cho đầu máy diesel, đối với toa xe thì số lượng các nghiên cứu còn hạn chế [8]. Trong bài báo này, tác giả tiến hành nghiên cứu đánh giá tuổi thọ đến khi xuất hiện vết nứt mỏi cho trục bánh xe của toa xe hàng chở container trên cơ sở phương pháp ứng suất danh nghĩa (Nominal stress-life method), có kể đến xác xuất không hỏng. Ngoài ra, một số yếu tố như: trạng thái lắp ghép giữa trục và bánh xe, hệ số tải trọng động phụ thuộc vận tốc toa xe cũng được xem xét khi xây dựng mô hình phần tử hữu hạn (PTHH) và phân tích động lực học kết cấu. 2. XÂY DỰNG MÔ HÌNH PTHH CHO BỘ TRỤC BÁNH XE Để xem xét ảnh hưởng của mối lắp ghép có độ dôi giữa trục và bánh xe thì cần thiết phải xây dựng mô hình PTHH của bộ trục bánh xe. Trục bánh xe được chế tạo từ thép A2, có giới hạn bền σb ≈ 600 ÷ 770 N/mm2, giới hạn chảy σs ≈ 360 ÷ 390 N/mm2 [2], đường kính danh nghĩa bệ lắp bánh xe, d = 178 mm. Bánh xe có đường kính danh nghĩa vòng tròn lăn 2R = 0,78 m, vật liệu chế tạo bánh xe là thép C64GW-T-A hoặc GC64GW-T-A, có giới hạn bền σb ≈ 940 ÷ 1140 N/mm2 [3]. Lắp ghép giữa bánh xe và trục bánh xe là lắp ghép có độ dôi với độ dôi J = 0,17 ÷ 0,292 mm [4]. Hình 2. Phân bố ứng suất Von-mises trên trục, σV (N/mm2). Khi xây dựng mô hình PTHH bằng phần mềm ANSYS, giả thiết đôi dôi lắp ghép giữa trục và bánh xe J = 0,2 mm. Sử dụng phần tử Solid45 để chia lưới PTHH kiểu lục diện cho trục và bánh xe với tham số vật liệu: Khối lượng riêng, δ ≈ 7,8×10-6 kg/mm3; mô đun đàn hồi, E ≈ 2,1×105 N/mm2; hệ số Poisson, μ ≈ 0,29. Để mô phỏng các bề mặt tiếp xúc giữa trục và bánh xe, sử dụng cặp phần tử tiếp xúc Targe170 và Conta174. Mô hình PTHH của bộ trục bánh xe như trên Hình 1, gồm 103.549 điểm nút (nodes) và 94.962 phần tử (elements). Lắp ghép có độ dôi giữa trục và bánh xe gây ra ứng suất ban đầu trên phần bệ lắp bánh xe, như trên Hình 2 là phân bố ứng suất Von-mises (σV), với σV-max = 56,64 N/mm2. 3. PHÂN TÍCH ĐỘNG LỰC HỌC KẾT CẤU 3.1. Xác định tải trọng tác động lên trục bánh xe Hình 1.Mô hình PTHH của bộ trục bánh xe. 52 ISSN 0866 - 7056 Phân tích động lực học kết cấu dưới tác dụng của tải trọng thay đổi nhằm thu được chu trình ứng suất trên miền thời gian của các điểm nút trong mô hình PTHH để dùng cho tính toán tuổi thọ mỏi. TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển V 2π  = ; T ω = R ω     = Pd Pd −x + Pd − y  − Pd sin ( ωt ) ; Pd − y = − Pd cos ( ωt )  Pd − x =    = Pk Pk −x + Pk − y   Pk − x = − Pk sin ( ωt + π / 2 )  P = − P cos ( ωt + π / 2 ) k  k−y q0 g ϕ ≈ 17,17 (kN) 2 1000 (1) Pk= Pϕ= (2) 1 Pd = K d − y Pt − y 2 (5) 1 cd  Với: K d − y = 1 +  ( a + bV ) +  ft   ft (6) (3) = ft (4) ( m + n m ) g ≈ 37,45 (mm) (7) th gc xn k∑  m0 − mtr ntr ngc  g = ≈ 128,36 (kN) (8) Pt − y    ntr ngc   1000 Hình 3. Tải trọng tác động lên trục. Đối với toa xe hàng chạy trên khổ đường ray 1.000 mm, vận tốc cấu tạo (tối đa theo thiết kế) trong khai thác là 100 km/h [1]. Trong bài báo này, để đơn giản hóa, coi tải trọng tác động lên mỗi cổ trục lắp ổ bi của trục bánh xe có dạng hàm điều hòa phụ thuộc tốc độ quay (ω) của bánh xe, bao gồm: tải trọng thẳng đứng (Pd) do các khối lượng phía trên trục bánh xe và lực kéo dọc theo chiều chuyển động của toa xe (Pk), như trên Hình 3. Các tải trọng được phân thành hai thành phần theo phương X và Y, được tính theo các công thức (1), (2) và (3), với V là vận tốc toa xe. Trong đó, Pd có kể đến hệ số tải trọng động thẳng đứng (Kd-y) do đường ray không bằng phẳng gây ra dao động của khối lượng phía trên lò xo. Giả thiết bánh xe không bị trượt quay, lực kéo (Pk) bằng lực bám và hệ số bám không phụ thuộc vận tốc [1, 8], ta có: Trong đó: Pφ – Lực bám tương ứng với trọng lượng bám cho phép đặt lên mỗi trục; Pt-y – Tải trọng tĩnh thẳng đứng tác dụng lên mỗi trục; φ - Hệ số bám giữa bánh xe và ray, φ = 0,25; ft – Độ nhún tĩnh do khối lượng phía trên lò xo; kΣ - Tổng độ cứng của các lò xo dưới xà nhún, kΣ = 13.081,2 kN/m; a và c – Hệ số thực nghiệm cho bộ phận dưới lò xo của giá chuyển hướng, a = 3,5 và c = 0,569; b – Hệ số thực nghiệm, b = 0,05; d – Hệ số thực nghiệm đối với toa xe hàng, d = 1,65; q0 - Tải trọng cho phép đặt lên mỗi trục, q0 = 14.000 kg; m0 – Khối lượng toàn bộ toa xe khi đầy tải, m0 = 56.000 kg; mtr – Khối lượng một bộ trục bánh xe, mtr = 916 kg; mth – khối lượng thùng xe khi đầy tải, mth = m0 - 2mgc = 49.200 kg; mgc – Khối lượng một giá chuyển hướng, mgc = 2 mtr + 2mmg + mxn = 3.400 kg; mmg – Khối lượng một má giá, mmg = 599 kg; mxn – Khối lượng một xà nhún, mxn = 370 kg; ngc – Số lượng giá chuyển hướng trên một toa xe, ngc = 2; ntr – Số lượng bộ trục bánh xe trên một giá chuyển hướng, ntr = 2; V – Vận tốc chuyển động toa xe (km/h). Với các giá trị vận tốc của toa xe khác nhau sẽ tính được các giá trị Kd-y, Pd và tham số biên tần (chu kỳ, tần số góc, ...) tương  ứng của tải trọng tác dụng. ISSN 0866 - 7056 TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn 53 Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển 3.2. Phân tích động lực học kết cấu Điều kiện biên của mô hình PTHH như sau: Các điểm nút ở vị trí bánh xe tiếp xúc với ray của một bên bánh xe được khống chế 5 bậc tự do (3 bậc tự do tịnh tiến UX, UY, UZ và 2 bậc tự do quay quanh các trục ROTY, ROTZ). Các điểm nút tương ứng của bên bánh xe còn lại khống chế 4 bậc tự do (UX, UY và ROTY, ROTZ), như trên Hình 4. cấu với thời gian t = 2 giây, bước thời gian Δt = 0.01 giây, tương ứng với 200 bước tải trọng với vận tốc toa xe lần lượt là 40 km/h, 60 km/h, 80 km/h và 100 km/h. Trên Hình 5 là phân bố ứng suất Von-mises của trục tương ứng với bước tải trọng thứ 2 (t = 0,02 giây), vận tốc toa xe V = 80 km/h. Thông qua khảo sát ở các vận tốc và bước tải trọng khác nhau, có thể thấy, khu vực tập trung ứng suất thường xuất hiện ở bệ lắp bánh xe và phần góc lượn chuyển tiếp thứ nhất giữa cổ trục lắp ổ bi và bệ lắp bánh. 4. TÍNH TOÁN TUỔI THỌ MỎI CỦA TRỤC BÁNH XE 4.1. Xây dựng mô hình tính toán tuổi thọ mỏi Hình 4. Điều kiện biên khi phân tích động lực học kết cấu. Lựa chọn phương pháp phân tích độ bền mỏi theo ứng suất danh nghĩa [12] để tính toán tuổi thọ cho đến khi xuất hiện vết nứt mỏi cho trục bánh xe với ứng dụng phần mềm Ansys15.0 nCode-DesignLife. Mô hình tính toán tuổi thọ mỏi bao gồm: Xây dựng đường cong mỏi S-N, thông kê chu trình ứng suất và mô hình tính toán tổn hại mỏi tích lũy. Hình 5. Phân bố ứng suất Von-mises với V = 80 km/h, t = 0,02 s. Thiết lập hai điểm nút ngoài (Interface nodes - INs) tại hai vị trí trung tâm của hai cổ trục lắp ổ bi và nằm trên đường tâm trục, INs liên kết với bề mặt cổ trục lắp ổ bi bằng liên kết cứng đa điểm. Đặt các thành phần lực Pd-x, Pd-y, Pk-x và Pk-y vào các điểm nút INs dưới dạng hàm điều hòa như công thức (2) và (3) với tham số biên tần phụ thuộc vận tốc toa xe và Pk = const = 17,17 kN. Tiến hành phân tích động lực học kết 54 ISSN 0866 - 7056 Hình 6. Đường cong mỏi S-N. Hình 7. Quan hệ giữa SD và xác suất không hỏng p(%). Đường cong mỏi S-N là quan hệ giữa TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển phạm vi biến thiên ứng suất (S) và số chu trình dẫn đến xuất hiện vết nứt mỏi hay tuổi thọ mỏi (N) như trên Hình 6. Trong đó, SRI1 - phạm vi ứng suất tương ứng với N = 1; S1 - phạm vi ứng suất tương ứng với N = 103; Se - giới hạn mỏi tương ứng với NC1 = 105 ÷ 107; b1 và b2 góc nghiêng của các đoạn thẳng. Các giá trị này được tính gần đúng theo công thức (9) [13]. 2 Se   S1 ≈ 0.9σ b ; Se ≈ 0.357σ b ; S RI 1 ≈ N b1 ;  ( C1 )  lg Se − lg S1 ) ( b 1 b1 ≈ ; b2 ≈ lg N 3 2 − +  ( C1 ) ( b1 )  (9) Đường S-N lý thuyết được xây dựng với xác suất không hỏng p(50%), với các giá trị p(%) khác nhau sẽ có một đường p(%)S-N, được gọi là đường cong S-N có kể đến xác suất không hỏng. Tuổi thọ Np với xác suất không hỏng là p(%) được tính từ độ lệch chuẩn (Standard deviation - SD) so với N50% theo sai số chuẩn (Standard error - SE) của lgNp, với mối quan hệ giữa SD và p(%) như trên Hình 7 [13]. Ví dụ: Với vật liệu thép, chọn SE = 0,1, với xác suất không hỏng là p(97,7%) ta có SD = -2. Như vậy, tính được: lgN97,7% = lgN50% - 0,2 → N97,7% ≈ N50%×10-0,2. Mặt khác, đường S-N được xây dựng với chu trình ứng suất dạng tuần hoàn đối xứng với S = const và ứng suất trung bình Sm = 0. Đối với chu trình với ứng suất ngẫu nhiên và có Sm ≠ 0, phần mềm sử dụng thuật toán giọt mưa (Rainflow-counting algorithm) để thống kê chu trình ứng suất thành các mức phạm vi Si với số chu trình tương ứng là ni. Đồng thời, sử dụng phương pháp hiệu chỉnh S theo Sm theo công thức Goodman và mô hình tổn hại mỏi tích lũy tuyến tính của Miner [12] để tính toán tuổi thọ mỏi tương ứng là Ni. 4.2. Kết quả tính toán tuổi thọ mỏi cho trục bánh xe Chọn vật liệu có σb ≈ 685 N/mm2 và NC1 = 107, tính toán tuổi thọ mỏi của trục bánh xe tương ứng với các giá trị vận tốc toa xe V(km/h) = [40; 60; 80; 100] và xác suất không hỏng p(%) = [50; 90; 95; 99 và 99.9]. Kết quả tính toán bằng phần mềm Ansys15.0 nCodeDesignLife cho thấy: Vị trí có tuổi thọ mỏi thấp nhất (Nmin) của trục nằm ở phần góc lượn chuyển tiếp thứ nhất giữa cổ trục lắp ổ bi và bệ lắp bánh xe, như trên Hình 8. Phần bệ lắp bánh xe tuy cũng là vùng có ứng suất cao, nhưng lại có tuổi thọ mỏi lớn hơn rất nhiều. Điều này có thể lý giải bằng kết quả thống kê chu trình ứng suất Von-mises của điểm nút trên bệ lắp bánh xe (Node: 48129) và điểm nút trên phần góc lượn chuyển tiếp (Node: 55221): Tổng số chu trình ứng suất (Σni) và phạm vi biến thiên ứng suất (Si) của điểm nút 552221 đều lớn hơn so với giá trị tương ứng của điểm nút 48129, mặc dù ứng suất trung bình của điểm nút 48129 là lớn hơn. Như vậy, có thể thấy, phạm vi biến thiên và số chu trình ứng suất có ảnh hưởng rất lớn đến tuổi thọ mỏi của kết cấu so với giá trị ứng suất trung bình. Hình 8. Phân bố tuổi thọ mỏi của trục với V = 100  km/h, p(%) = 99,9%. ISSN 0866 - 7056 TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn 55 Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển Kết quả tính toán tuổi thọ mỏi nhỏ nhất Nmin (số chu trình) và thời gian (tính bằng số năm vận hành liên tục) đến khi xuất hiện vết nứt mỏi của trục bánh xe khi toa xe vận hành ở các vận tốc với mức xác suất không hỏng khác nhau được cho trong Bảng 1. Có thể thấy, ở các giá trị vận tốc và mức xác suất không hỏng khác nhau thì tuổi thọ mỏi trục bánh xe đều lớn hơn 30 năm, đảm bảo yêu cầu tuổi thọ thiết kế theo QCVN 87-2015-BGTVT [1]. Hình 9. Chu trình ứng suất Von-mises của điểm nút điển hình với V = 100 km/h. Bảng 1. Kết quả tính toán tuổi thọ mỏi của trục bánh xe: Tuổi thọ mỏi nhỏ nhất (Nmin) p(%) V = 40 km/h V = 60 km/h V = 80 km/h V = 100 km/h Nmin Năm Nmin Năm Nmin Năm Nmin Năm p(50%) 9,88E+09 626,59 5,33E+09 338,22 3,42E+09 217,09 2,33E+09 147,77 p(90%) 5,57E+09 353,31 3,01E+09 190,70 1,93E+09 122,40 1,31E+09 83,33 p(95%) 4,73E+09 300,16 2,56E+09 162,04 1,64E+09 104,01 1,12E+09 70,78 p(99%) 3,55E+09 225,08 1,92E+09 121,51 1,23E+09 78,01 8,37E+08 53,09 p(99,9%) 2,72E+09 172,63 1,47E+09 93,16 9,43E+08 59,82 6,42E+08 40,72 5. KẾT LUẬN Trên cơ sở phương pháp PTHH và ứngn ụng phần mềm ANSYS, bài báo đã tiến hành phân tích động lực học kết cấu cho trục bánh xe của toa xe hàng chở container để thu được số liệu ứng suất trên miền thời gian. Mô hình tính toán tuổi thọ đến khi xuất hiện vết nứt mỏi của trục bánh xe được xây dựng 56 ISSN 0866 - 7056 bằng phần mềm Ansys 15.0 ncode-Designlife với đường cong mỏi S-N của vật liệu có xét đến xác suất không hỏng p(%). Kết quả tính toán cho thấy: Với các giá trị vận tốc toa xe V(km/h) = [40; 60; 80; 100] và xác suất không hỏng p(%) = [50; 90; 95; 99 và 99.9] thì tuổi thọ mỏi của trục bánh xe đều lớn hơn 30 năm, đảm bảo yêu cầu về tuổi thọ thiết kế theo QCVN 87-2015-BGTVT [1]. TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển Căn cứ kết quả nghiên cứu trên đây, hướng nghiên cứu tiếp theo của tác giả là xác định tuổi thọ mỏi và độ tin cậy trong giai đoạn phát triển vết nứt (Fatigue crack propagation life) cho các kết cấu chạy xe của đầu máy – toa nói riêng.  Tài liệu tham khảo: [1.] QCVN 87-2015-BGTVT; Quy chuẩn kỹ thuật quốc gia về phương tiện giao thông đường sắt – Giá chuyển hướng toa xe – Yêu cầu kỹ thuật. [2.] TCVN 9535-3:2012; Phương tiện giao thông đường sắt – Vật liệu đầu máy toa xe – Phần 3: Trục của đầu máy và toa xe – Yêu cầu về chất lượng. [3.] TCVN 9535-6:2012; Phương tiện giao thông đường sắt – Vật liệu đầu máy toa xe – Phần 6: Bánh xe liền khối của đầu máy và toa xe – Yêu cầu kỹ thuật khi cung cấp. [4.] TCVN 9535-7:2012; Phương tiện giao thông đường sắt – Vật liệu đầu máy toa xe – Phần 7: Bộ trục bánh xe của đầu máy và toa xe – Yêu cầu về chất lượng. [5.] TCVN 9983:2013; Phương tiện giao thông đường sắt – Toa xe – Yêu cầu thiết kế. [6.] Đỗ Đức Tuấn; Đánh giá độ bền và độ bền mỏi kết cấu giá xe, giá chuyển hướng và trục bánh xe đầu máy diesel. NXB Xây dựng, Hà Nội, 2005. [7.] Ngô Văn Quyết, Đỗ Đức Tuấn, Phạm Lê Tiến; Nghiên cứu đánh giá độ bền và tuổi thọ mỏi của khung giá chuyển hướng và trục bánh xe đầu máy D19E trên cơ sở lý thuyết đồng dạng phá hủy mỏi dạng tương đối, Tạp chí Khoa học Giao thông Vận tải, Số 24, 11/2008. [8.] Đỗ Đức Tuấn, Vũ Tuấn Đạt; Đánh giá tuổi thọ mỏi cho khung giá chuyển hướng của toa xe hàng MC, Tạp chí Khoa học Giao thông Vận tải, Tập 70 (1), 6/2019, pp: 1-10. [9.] Zhao L. H, Zhang K. L, Zhang H. J. Stress Spectrum Analysis and Fatigue Life Prediction about Wheel Axle of High-Speed Power Car. Journal of Traffic and Transportation Engineering, Vol. 8 (5), 2008, pp: 27-32. [10.] B. Meral, N. Tahrali and R. Guclu. Reliability and Fatigue Life Evaluation of Railway Axles. Journal of Mechanical Science and Technology, 2010, Vol. 24, pp: 671–679. [11.] K. Dietmar, U. Zerbst and C. Klinger. Safe Life and Damage Tolerance Concepts of Railway Axles. 13th International Conference on Fracture, June 16–21, 2013, Beijing, China. [12.] Tao W. X. Fatigue Life Prediction of Structures. China: National Defence Industry Press, 2003. [13.] HBM - nCode. DesignLife – Theory Guide. Printed by HBM United Kingdom, 2013 [14.] M. Matsuishi, T. Endo. Fatigue of Metals Subjected to Varying Stress. Japan Society of Mechanical Engineers, Jukvoka, Japan, 1968. [15.] M. A Miner. Cumulative Damage in Fatigue. Journal of Applied Mechanics, Vol. 12, 1945, pp: 159-164.  ISSN 0866 - 7056 TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn 57 Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển NGHIÊN CỨU ẢNH HƯỞNG CỦA CƯỜNG ĐỘ DÒNG ĐIỆN ĐẾN CHẤT LƯỢNG MỐI HÀN THÉP HSLA BẰNG PHƯƠNG PHÁP HÀN TIG TRONG SỬA CHỮA VỎ XE DU LỊCH THE EFFECTS OF CURRENT TO TIG WELDING QUALITY IN REPAIRING CAR BODY MADE BY HSLA STEEL Lê Khắc Bình1, Nguyễn Công Đại2 1 Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vinh 2 Trường Cao đẳng Việt - Đức Nghệ An TÓM TẮT Thép HSLA (Hight Strength Low Alloy Steel) là loại vật liệu thép hợp kim hóa với lượng hợp kim thấp có độ bền cao, có tính chống ăn mòn tốt, tính hàn tốt và được sử dụng nhiều trong các ngành công nghiệp, đặc biệt dùng để chế tạo vỏ xe ô tô. Thực tế hiện nay, vỏ xe ô tô phải sửa chữa nhiều do va quệt, tai nạn hoặc do sau một thời gian sử dụng bị hỏng. Tuy nhiên, việc nghiên cứu quy trình hàn cũng như xây dựng bộ thông số tối ưu cho việc hàn loại vật liệu này bằng phương pháp hàn TIG vẫn còn rất khiêm tốn. Điều này dẫn đến chất lượng sửa chữa các hư hỏng của vỏ xe ô tô còn hạn chế, làm giảm tuổi thọ của xe. Do chất lượng mối hàn chịu ảnh hưởng của rất nhiều yếu tố, trong giới hạn, bài báo tập trung nghiên cứu bằng thực nghiệm sự ảnh hưởng của cường độ dòng điện đến chất lượng mối hàn thép HSLA bằng phương pháp hàn TIG trong sửa chữa vỏ ô tô du lịch nhằm giảm ứng suất, hạn chế các hiện tượng nứt, cong vênh,… từ đó tăng tuổi bền của kết cấu hàn. Từ khóa: HSLA, hàn TIG, vỏ xe ô tô, chất lượng mối hàn, ứng suất hàn, độ bền kết cấu hàn. ABSTRACT HSLA (Hight Strength Low Alloy Steel) is a low alloy steel with high strength, good anticorrosion and good welding properties and used in many industries, especially used to make car body. In use, car body need to be repaired a lot due to accidents or broken after long time of using. However, the study of welding processes as well as the construction of the optimal set of parameters for welding this material using TIG welding is still very modest. This leads to reduce the quality in car body reparation and therefore reduce the life of the vehicle. Because the quality of welds is influenced by many factors, within the paper, the research focuses on the experiment of the effect of electric current on the quality of HSLA welding by TIG in repairing the car body to reduce stress, cracking, warping, ... thereby increasing the durability of welding structures. Keywords: HSLA, TIG, car body, welding quality, welding stress, welding structure durability. 58 ISSN 0866 - 7056 TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển 1. ĐẶT VẤN ĐỀ Vỏ là một bộ phận hết sức quan trọng trong kết cấu tổng thể của một chiếc xe ô tô. Đầu tiên phải kể đến việc nó đóng vai trò quyết định vẻ ngoài của một chiếc xe. Vỏ xe cũng được ví như lớp quần áo mà chúng ta mặc, một chiếc xe có vẻ ngoài sang trọng, trẻ trung, thể thao hay hầm hố phụ thuộc rất nhiều vào kiểu dáng, màu sắc, chất liệu và các đường nét của lớp thân vỏ này. Vỏ xe bao gồm các chi tiết dạng tấm mỏng riêng biệt được ghép nối với nhau, thường được làm từ thép, nhựa, composit, chủ yếu là sản phẩm của công nghệ đúc và gia công áp lực. Ngoài quyết định kiểu dáng ô tô, đảm bảo tính thẩm mỹ thì vỏ ô tô cũng tạo không gian tiện ích bên trong, ảnh hưởng tới khí động học cũng như tiếng ồn, bảo vệ sự an toàn cho người ngồi trong xe. Hiện nay, cùng với sự phát triển của công nghệ ô tô, vỏ xe cũng được đầu tư cải tiến về công nghệ chế tạo, chất liệu, công nghệ sơn,… Thép HSLA sử dụng trong chế tạo vỏ xe ô tô là thép hợp kim có độ bền cao hơn hẳn so với các thép hợp kim thông thường, đặc biệt là sau khi nhiệt luyện. Thành phần chính thường gặp là Cr, Ni, Mn, Si, W, V, Mo, Ti, Nb, Cu,...với hàm lượng như sau: Mn: 0,8 - 1,0%; Si: 0,5 - 0,8%; Cr: 0,2 - 0,8%; Ni: 0,2 - 0,6%; W: 0,1 - 0,6%; Mo: 0,05 - 0,2; Ti, V, Nb, Cu > 0,1%; B > 0,002%. Đây là loại thép có tính chất cơ lý tốt, tính chống ăn mòn cao, trọng lượng nhẹ hơn khoảng 20 ÷ 30% so với thép cacbon nên rất phù hợp với việc chế tạo vỏ xe ô tô. Trong sửa chữa vỏ ô tô, chất lượng mối hàn có ảnh hưởng rất lớn đến độ bền, tính thẩm mĩ của xe và cũng là một trong những nguyên nhân gây ra tiếng ồn trong quá trình chuyển động của xe. Chất lượng của mối hàn phụ thuộc vào nhiều yếu tố khác nhau, song cường độ dòng điện là yếu tố có ảnh hưởng lớn nhất đến hình dạng mối hàn, là đại lượng tỷ lệ thuận với điện áp hàn và chiều sâu mối hàn. Khi tăng cường độ hàn thì chiều sâu chảy tăng mạnh nhưng chiều cao đắp và chiều rộng mối hàn tăng không nhiều. Nếu cường độ dòng quá cao sẽ dẫn tới nguy cơ cháy thủng cao vật liệu hàn, ngược lại, nếu cường độ dòng điện thấp sẽ dẫn đến nguy cơ hàn không ngấu. Trong hàn TIG, có thể sử dụng dòng điện một chiều hoặc dòng xoay chiều phụ thuộc vào bản chất kim loại nền. Việc xác định cường độ dòng điện phụ thuộc vào bề dày và chủng loại vật liệu hàn, đường kính điện cực và đường kính que hàn. 2. THỰC NGHIỆM XÁC ĐỊNH CƯỜNG ĐỘ DÒNG ĐIỆN HÀN TỐI ƯU KHI HÀN VỎ XE Ô TÔ HONDA CRV BẰNG PHƯƠNG PHÁP HÀN TIG Thực nghiệm được tiến hành trên các mẫu vật liệu hàn của vỏ xe Honda CRV. Dùng phương pháp hàn TIG, tiến hành hàn mẫu với các số của vật liệu hàn, phương pháp và chế độ hàn như sau: - Chiều dày vật liệu hàn là thép HSLA có chiều dày S = 1mm. - Dạng liên kết hàn: Liên kết giáp mối gấp mép chiều dày 2mm. - Hàn đính trong môi trường khí bảo vệ với điện cực không nóng chảy. - Khí bảo vệ là khí Argon (Ar). - Điện cực Wolfram EWTh2, Ø1,6mm. - Điện áp hàn: Uh = 20 (V). - Tốc độ hàn: 250 (mm/ph). Dùng phương pháp hàn TIG, tiến hành hàn các mẫu thử, với vật liệu hàn và chế độ hàn như đã trình bày ở trên. Riêng cường độ dòng điện hàn (Ih) sử dụng 6 bộ thông số trong đó chỉ thay đổi cường độ dòng điện hàn (Ih) còn  ISSN 0866 - 7056 TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn 59 Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển các thông số còn lại thì cố định. Kí hiệu các mẫu theo thứ tự I, II, III, IV, V, VI khác nhau ứng với 6 mẫu hàn. + Mẫu No.1 hàn tương ứng với cường độ dòng điện hàn (Ih) = 15 A. + Mẫu No.2 hàn tương ứng với cường độ dòng điện hàn (Ih) = 20 A. + Mẫu No.3 hàn tương ứng với cường độ dòng điện hàn (Ih) = 25 A. + Mẫu No.4 hàn tương ứng với cường độ dòng điện hàn (Ih) = 30 A. + Mẫu No.5 hàn tương ứng với cường độ dòng điện hàn (Ih) = 35 A. + Mẫu No.6 hàn tương ứng với cường độ dòng điện hàn (Ih) = 40 A. Để đánh giá chất lượng mối hàn, chúng ta sử dụng các phương pháp kiểm tra trên các thiết bị kiểm tra: Máy kéo nén 10 tấn MTS 809 và thiết bị soi cấu trúc vật liệu vùng mối hàn, vùng tiếp giáp và vùng ảnh hưởng nhiệt. Trên cơ sở kết quả soi cấu trúc vật liệu mối hàn, vật liệu vùng tiếp giáp, vật liệu vùng ảnh hưởng nhiệt, các biểu đồ mỗi quan hệ giữa áp lực – biến dạng, lực – chuyển vị giúp việc xác định cường độ dòng điện hàn tối ưu đối với loại vật liệu này. Hình 1. Chuẩn bị phôi thực nghiệm. 3. CÁC KẾT QUẢ THỰC NGHIỆM XÁC ĐỊNH CƯỜNG ĐỘ DÒNG ĐIỆN HÀN TỐI ƯU 3.1. Mẫu N01 hàn tương ứng với cường độ dòng điện hàn Ih = 15A (a) (b) (c) Hình 2. Cấu trúc vật liệu hàn khi cường độ dòng điện hàn Ih = 15A. a. Vật liệu mối hàn; b. Vật liệu vùng tiếp giáp; c. Vật liệu vùng ảnh hưởng nhiệt 60 ISSN 0866 - 7056 TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển Hình 3. Biểu đồ áp lực và biến dạng và Biều đồ lực và chuyển vị. 3.2. Mẫu N02 hàn tương ứng với cường độ dòng điện hàn Ih = 20A (a) (b) (c) Hình 4. Cấu trúc vật liệu hàn khi cường độ dòng điện hàn Ih = 20A: a. Vật liệu mối hàn; b. Vật liệu vùng tiếp giáp; c. Vật liệu vùng ảnh hưởng nhiệt Hình 5. Biểu đồ áp lực và biến dạng và Biều đồ lực và chuyển vị. 3.3. Mẫu N03 hàn tương ứng với cường độ dòng điện hàn Ih = 25A Hình 6. Cấu trúc vật liệu hàn khi cường độ dòng điện hàn Ih = 25A: a. Vật liệu mối hàn; b. Vật liệu vùng tiếp giáp; c. Vật liệu vùng ảnh hưởng nhiệt. ISSN 0866 - 7056 TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn  61 Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển Hình 7. Biểu đồ áp lực và biến dạng và Biều đồ lực và chuyển vị. 3.4. Mẫu N04 hàn tương ứng với cường độ dòng điện hàn Ih = 30A Hình 8. Cấu trúc vật liệu hàn khi cường độ dòng điện hàn Ih = 30A: a. Vật liệu mối hàn; b. Vật liệu vùng tiếp giáp; c. Vật liệu vùng ảnh hưởng nhiệt Hình 9. Biểu đồ áp lực và biến dạng và Biều đồ lực và chuyển vị. 3.5. Mẫu N05 hàn tương ứng với cường độ dòng điện hàn Ih = 35A Hình 10. Cấu trúc vật liệu hàn khi cường độ dòng điện hàn Ih = 35A: a. Vật liệu mối hàn; b. Vật liệu vùng tiếp giáp; c. Vật liệu vùng ảnh hưởng nhiệt. 62 ISSN 0866 - 7056 TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển Hình 11. Biểu đồ áp lực và biến dạng và Biều đồ lực và chuyển vị. 3.6. Mẫu N06 hàn tương ứng với cường độ dòng điện hàn Ih = 40A Hình 12. Cấu trúc vật liệu hàn khi cường độ dòng điện hàn Ih = 40A a. Vật liệu mối hàn; b. Vật liệu vùng tiếp giáp; c. Vật liệu vùng ảnh hưởng nhiệt. Hình 13. Biểu đồ áp lực và biến dạng và Biều đồ lực và chuyển vị. Nhận xét: vùng đều không đều, cấu trúc hạt lớn. Bằng việc soi cấu trúc hạt vật liệu của vùng mối hàn, vùng tiếp giáp và vùng ảnh hưởng nhiệt, kết quả kiểm tra độ bền kéo, nén, ta có một số nhận xét sau: - Khi tăng cường độ dòng điện hàn từ 15A đến 25A cho thấy cấu trúc vật liệu của các - Khi cường độ dòng điện hàn là 30 A cho thấy cấu trúc vật liệu của các vùng đều đồng đều, cấu trúc hạt nhỏ, mịn. - Tiếp tục tăng cường độ dòng điện hàn lên 35A và 40A thì cấu trúc vật liệu của các  vùng đều không đều, cấu trúc hạt lớn. ISSN 0866 - 7056 TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn 63 Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển - Độ bền kéo tối đa đạt 250 Mpa, lực kéo tối đa 5kN, tương ứng với độ biến dạng là 12 mm và chuyển 10 mm khi cường độ dòng điện hàn là 30A. Như vậy, với việc thực nghiệm trên 6 mẫu với cùng các thông số hàn khác nhau nhưng thay đổi cường độ dòng điện hàn, thấy kết quả mối hàn của mẫu số 4 (cường độ dòng điện hàn Ih=30A) có chất lượng mối hàn tốt nhất đáp ứng được yêu cầu trong sửa chữa vỏ xe ô tô chế tạo bằng vật liệu HSLA của xe CRV. Và bộ thông số hàn tối ưu trong điều kiện thực nghiệm là: Chiều dày phôi (mm) 1,0 Đường Cường kính độ điện dòng cực hàn (mm) (A) 1,6 30 Tốc độ hàn (mm/ ph) Cỡ chụp sứ Lưu lượng khí (l/ph) 250 4 5 4. KẾT LUẬN VÀ KIẾN NGHỊ Trong bài báo này, nhóm tác giả đã giới thiệu phương pháp thực nghiệm để xác định cường độ dòng điện hàn tối ưu đối với vật liệu HSLA của vỏ xe ô tô Honda CRV bằng phương pháp hàn TIG. Việc xác định được bộ thông số hàn tối ưu sẽ là cơ sở để nâng cao chất lượng, 64 ISSN 0866 - 7056 hình dáng bề mặt mối hàn TIG, đảm bảo tính thẩm mỹ, kinh tế, bảo vệ môi trường xung quanh, giảm thiểu ô nhiễm, hạn chế tác động không tốt đến sức khoẻ của người thợ hàn. Đây là phương pháp thực nghiệm đơn giản, chi phí thấp và có thể áp dụng với các loại vật liệu khác, trong những điều kiện cụ thể khác nhau để xác định cường độ dòng điện hàn phù hợp. Tuy nhiên, do điều kiện thời gian và kinh phí hạn hẹp, việc khảo nghiệm chưa được tiến hành đối với bước nhảy cường độ dòng điện hàn là 5A. Vì vậy, chúng tôi kiến nghị tiếp tục nghiên cứu vấn đề này, trên cơ sở xác định dòng điện hàn tối ưu đã xác định để tiến hành thực nghiệm khi thay đổi cường độ dòng điện hàn với bước nhảy 1A.  Tài liệu tham khảo: [1]. Hoàng Tùng, Nguyễn Thúc Hà, Ngô Lê Thông, Chu Văn Khang, 1999; Cẩm nang hàn, NXB. Khoa học Kỹ thuật, Hà Nội. [2]. Tiêu chuẩn Việt Nam, TCVN 6700-1: 2000 (ISO 9606-1: 1994); Kiểm tra chấp nhận thợ hàn - Hàn nóng chảy, phần I: Thép, Hà Nội. [3]. Tiêu chuẩn hàn, Standard welding terms and definitions. [4]. Trương Công Đạt; Kỹ thuật hàn. NXB. Giáo dục. TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển MÔ PHỎNG THỜI GIAN THỰC ROBOT STEWART PLATFORM SỬ DỤNG MATLAB SIMSCAPE MULTIBODY HARDWARE – IN – LOOP SIMULATION FOR STEWART PLATFORM USING MATLAB SIMSCAPE MULTIBODY Nguyễn Ngọc Tuấn, Nguyễn Thiện Nhựt, Nguyễn Tấn Nó Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long TÓM TẮT Hardware – in – Loop (HiL) là kỹ thuật đã được sử dụng rộng rãi trong phát triển và thử nghiệm các hệ thống thời gian thực, đặc biệt là trong ngành công nghiệp ô tô. Bài báo trình bày cách xây dựng hệ mô phỏng HiL cho robot song song sáu bậc tự do Stewart platform sử dụng công cụ Matlab/Simscape multibody. Chuyển động của robot được điều khiển bằng tín hiệu mô phỏng có sẵn trong Matlab/Simulink và tín hiệu thực được đo bằng cảm biến gia tốc thông qua vi điều khiển STM32F4. Kết quả phân tích và so sánh thực nghiệm cho thấy kỹ thuật HiL kết hợp công cụ Matlab/ Simscape multibody có tiềm năng trong ứng dụng mô phỏng thời gian thực các hệ thống robot song song. Từ khóa: Mô phỏng thời gian thực, robot song song dạng Stewart, Matlab/Simscape multibody. ABSTRACT Hardware – in – loop (HiL) has been a proven technique, widely used in the development and testing of real-time embedded systems, especially in the automotive industry. This paper describes the development of a HiL simulation platform for Stewart platform robot using Matlab/Simscape multibody. Robot movement is controller by Matlab/Simulink signals and real signals, which are measured by accelerometer sensor via STM32F4 microcontroller. The results showed that, HiL technology combined with Matlab/Simscape multibody has potential in the application of parallel robot systems. Keywords: Hardware – in – loop, Stewart platform, Matlab/Simscape multibody. 1. GIỚI THIỆU HiL được sử dụng để kiểm tra và phát triển những hệ thống phức tạp, yêu cầu hoạt động với thời gian thực, đã được chứng minh là một trong những phương pháp thử nghiệm đánh giá hiệu quả điều khiển trong nhiều năm. Được ứng dụng để mô phỏng một phần hay toàn bộ hệ thống, thường rất khó chế tạo thực nghiệm [1]. Trong ngành công nghiệp ô tô, HiL cung cấp môi trường mô phỏng ảo phục vụ cho kiểm tra, thẩm định các thông số hệ thống rất hiệu  ISSN 0866 - 7056 TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn 65 Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển quả và mang tính thực tế cao, ví dụ ứng dụng trong động lực học ô tô (khung thân xe, bánh xe, lốp xe, góc roll-pitch-yaw…), động lực học các bộ phận trong hệ thống thắng thủy lực, mô phỏng chuyển động của xe với các đoạn đường di chuyển khác nhau[3],[7]. Trong lĩnh vực tự động hóa robot, HiL được sử dụng để điều khiển, mô phỏng động học, động lực học những hệ thống chuyển động phức tạp, phi tuyến, đa biến, với những ứng dụng như: Robot di động, các thiết bị bay, cần trục [4]. Ngoài ra, HIL còn được sử dụng nhiều trong lĩnh vực điện tử công suất như: Điều khiển các bộ nghịch lưu, động cơ PMSM, động cơ không đồng bộ [1]. Trong hoạt động điều khiển và mô phỏng robot song song, Stewart platform là một trong những cơ cấu có cấu trúc liên kết đặc biệt, có độ cứng vững tốt, độ chính xác cao, được Stewart đầu tiên phát minh cho mô hình mô phỏng bay [2]. Kudomi và Yamada đã xây dựng hệ Stewart platform sử dụng cơ cấu thủy lực, hoạt động theo phương thức chủ - tớ, với tín hiệu điều khiển được đặt bởi thiết bị chủ [5]. Chen và Hu đã phát triển một dạng tín hiệu điều khiển khác khi sử dụng cơ cấu hai bậc tự do joystick để truyền tín hiệu đến cơ cấu tớ là robot Stewart [6]. Jing-wei Hou trong [4] đã thực hiện mô phỏng HIL cho Stewart platform với cơ cấu tác động là xy lanh thủy lực, tuy nhiên, hạn chế của nghiên cứu là dữ liệu được trao đổi thông qua giao thức truyền nhận nối tiếp không đồng bộ UART, tốc độ cập nhật dữ liệu điều khiển thấp, cùng với khuyết điểm về đặc tính phi tuyến của hệ thống thủy lực. Trong bài báo này, tập trung xây dựng mô phỏng HiL robot song song dạng Stewart platfrom với cơ cấu truyền động là sáu động cơ DC servo. Dưới sự hỗ trợ của công cụ Simscape multibody chuyển đổi các chi tiết cơ khí đã thiết kế thành các khối Matlab/simulink 66 ISSN 0866 - 7056 tương ứng, cho phép mô phỏng động học, động lực học robot khi sử dụng các tín hiệu điều tín hiệu điều khiển robot đo từ cảm biến gia tốc sáu trục được đọc trực tiếp thông qua vi điều khiển STM32F4. 2. NỘI DUNG 2.1. Phân tích động học Stewart platform Robot song song Stewart platform là một trong những cơ cấu sáu bậc tự do, bao gồm hai thành phần chính là mặt đế cố định và bề mặt làm việc cần điều khiển, hai mặt này liên kết với nhau bằng sáu cơ cấu chuyển động tịnh tiến [2] (hình 1). Hình 1. Stewart platform [2]. Hình 2. Các vectơ biễu diễn mối liên hệ hai tọa độ. Để thuận lợi trong quá trình tính toán và TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển điều khiển robot, ta đặt hai hệ tọa độ chính trên robot: Oxyz gắn chặt với đế cố định, Ox’y’z’ gắn với mặt đế làm việc của robot, là hệ tọa độ cần điều khiển, tọa độ Ox’y’z’ được điều khiển thông qua việc thay đổi giá trị sáu biến l1 (i = 1,2,3,4,5,6) là chiều dài các khâu. Gọi qi là vectơ biểu diễn mối quan hệ của điểm cho trước pi với tọa độ Oxyz, khi đó ta có: (1) Trong đó: T là vectơ tịnh tiến từ tọa độ Ox’y’z’ đối với tọa độ Oxyz, pi: vectơ biểu diễn mối quan hệ của điểm p so với tọa độ Ox’y’z’, P RB : ma trận xoay (raw – pitch – yaw). đòn a với trục dẫn động, s, α: Góc quay của servo, β: Góc giữa trục động cơ servo so với trục x, y của Oxyz. Tọa độ của điểm A được xác định theo công thức. (4) Theo phân tích ở hình 3. Độ dài các đoạn a,l,s lần lượt là: a2=(xA-xB)2+(yA-yB)2+(zA-zB)2; l2=(xp-xB)2+(ypyB)2+(zp-zB)2;s2=(xp-xA)2+(yp-yA)2+(zp-zA)2 Khi đó: (5) (2) Giải phương trình (5) ta được góc quay: Nếu gọi bi là vectơ biểu diễn mối quan hệ giữa điểm B so với hệ tọa độ Oxyz. Ta tính được giá trị độ dài mỗi chân: (3) Nếu cơ cấu tác động điều khiển robot là các xy lanh thủy lực chuyển động tịnh tiến, thì việc điều khiển hệ tọa độ Ox’y’z’ thông qua điều khiển giá trị li dựa vào công thức (3). Tuy nhiên, khi sử dụng động cơ DC servo (điều khiển góc quay), ta phải xây dựng biểu thức biểu diễn mối liên hệ giá trị li với góc quay α của motor. Hình 3. Mối liên hệ giữa góc quay α và chiều dài li. Gọi A là điểm ở khớp nối đầu cánh tay Với: 2.2. Cài đặt hệ thống HiL Mô phỏng HiL được xây dựng để kiểm tra hiệu suất của hệ thống điều khiển, cho phép phát triển các ứng dụng phức tạp kết hợp giữa phần thực với thành phần ảo trong quá trình điều khiển. Thông thường, trong mô phỏng HiL, thành phần thực là các bộ phận cần điều khiển, thành phần ảo là các bộ điều khiển. Bộ điều khiển được kết nối với mô hình thông qua các chuẩn truyền thông. Trong nghiên cứu này, mô phỏng HiL được xây dựng như hình 4, bao gồm ba thành phần chính: Máy chủ, thiết bị tớ,  ISSN 0866 - 7056 TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn 67 Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển và phần cứng thực tế. Máy chủ: Là máy tính đã được cài đặt phần mềm thiết kế cơ khí Autodesk Inventor, Matlab/simscape multibody, Realtime workshop, C/C++ compiler. Simscape multibody cho phép tham số hóa các mô hình thực tế bằng các biến và biểu thức trong Matlab, giúp thiết kế, thay đổi hệ thống dễ dàng trong môi trường Matlab/simulink. Hình 4. Các thành phần chính của HIL. mềm Autodesk/Inventor với kích thước, vật liệu và cấu trúc được thực hiện giống với mô hình thực tế. Simscape multibody hỗ trợ biên dịch các chi tiết sau khi thiết kế, lắp ráp thành file có dịnh dạng (.xml) tương ứng, sau đó được mở bằng Matlab/simulink. Trong môi trường simulink, thư viện Simscape hỗ trợ nhiều khối khác nhau, trong đó có các khối cơ bản: Rotational mô tả khớp xoay của robot, khối body mô tả các khâu, khối frame tương ứng với hệ tọa độ của robot (hình 5). Từ các khối Simulink này, cho phép ta thay đổi các thông số vật lý của chi tiết giống thực tế như: kích thước, khối lượng, momen quán tính… Trong khối Rotational ta có thể cài đặt các giá trị cho khớp như: Góc, vận tốc góc, gia tốc góc, momen…Ngoài ra, thuộc tính sensing còn cho phép ta đo ngược lại các giá trị đó. Hình 6. Thuộc tính của các khối trong Simscape Hình 5. Mô hình CAD và Simulink. Ta có thể tích hợp hệ thống thủy lực, điện, khí nén và cả hệ thống vật lý khác vào mô hình đang xây dựng bằng các khối có trong thự viện. Thiết bị tớ: Là board vi điều khiển STM32F4 thu thập tín hiệu từ cảm biến gia tốc và truyền thông với máy tính chủ qua chuẩn truyền ethernet. Phần cứng thực tế: Là cơ cấu cơ khí sáu bậc tự do, tích hợp cảm biến gia tốc, cho phép đo được sáu thông số thay đổi của vật thể trong không gian. Mô hình CAD được thiết kế bằng phần 68 ISSN 0866 - 7056 Khối Transform thường được liện kết với khối body (hình 6), và được hiểu như một hệ tọa độ gắn lên một khâu của robot, nếu truy cập vào thuộc tính của khối này, ta có thể đo được các thông số vật lý của khâu như: Độ dịch chuyển tịnh tiến, các góc quay roll-pitch-yaw… Hình 7. Chương trình board STM32F4. TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển Hình 11. Mô phỏng điều khiển chuyển động tịnh tiến. Hình 8. Mô hình thực nghiệm. + Điểu khiển chuyển động xoay (hình 10) theo ba trục roll-pitch-yaw với tín hiệu điều khiển hình sin biên độ 0.18(rad), tần số 1.5 (Hz). 2.3. Kết quả mô phỏng và thực nghiệm Trong hoạt động mô phỏng, tín hiệu điều khiển robot được tạo ra bằng cách sử dụng trực tiếp các hàm có sẵn trong Simulink, nhằm thay đổi vị trí của bề mặt làm việc robot. + Điều khiển chuyển động tịnh tiến (hình 9) với tín hiệu đầu vào trục X, Y là hàm sin, biên độ 50 (mm), tần số 1.5 (Hz) và giữ nguyên độ cao trục Z =150mm, bề mặt làm việc của robot cũng di chuyển đúng quỹ đạo hình tròn. Hình 9. Mô phỏng chuyển động tịnh tiến. Hình 10. Mô phỏng chuyển động xoay. Hình 12. Mô phỏng điều khiển chuyển động xoay theo ba trục roll-pitch-yaw Hình 13. Tín hiệu đo từ cảm biến gia tốc thực tế. Kết quả thực nghiệm được thực hiện như hình 13, khi tín hiệu điều khiển được đọc trực tiếp từ cảm biến gia tốc thông qua vi điều khiển STM32F4, truyền thông ethernet với máy tính đang mô phỏng robot bằng công cụ Matlab/simscape multibody, tốc độ truyền nhận giữa vi điều khiển STM32F4 và máy tính là 10Mbs, tín hiệu góc nghiêng được đặt trong khoảng ±20 (rad). Hình 14. Góc roll cảm biến gia tốc thực tế và đáp ứng góc roll của robot. ISSN 0866 - 7056 TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn 69  Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển Hình 14, mô tả đáp ứng góc roll của robot so với tín hiệu góc roll lấy trực tiếp từ cảm biến gia tốc, ta thấy robot chuyển động bám sát với tín hiệu thực tế, sai số lớn nhất chỉ xảy ra ở các thởi điểm có vận tốc góc đổi dấu. Chuyển động xoay ba góc roll-pitch-yaw của robot khi nhận tín hiệu từ cảm biến gia tốc được thể hiện ở đồ thị hình 15, và chuyển động tịnh tiến theo ba trục X,Y,Z được thể hiện ở hình 16. Hình 15. Chuyển động xoay. Hình 16. Chuyển động tịnh tiến. 3. KẾT LUẬN Bài báo đã xây dựng thành công hệ thống mô phỏng thời gian thực với sự can thiệp phần cứng (Hardware-in-Loop) cho robot song song dạng Stewart platform. Hoạt động của robot đã được thử nghiệm với hai dạng tín hiệu mô phỏng và tín hiệu thực tế thu thập từ cảm biến gia tốc. Kết quả cho thấy chuyển động của robot đáp ứng tốt với tín hiệu thực tế khi tốc độ trao đổi dữ liệu giữa máy chủ và thiết bị tớ lên đến 10Mbs. Công trình là tiền đề cho các nghiên cứu cao hơn trong lĩnh vực xây dựng các hệ thống tương tác thực ảo như: ô tô, UAV, tàu ngầm. 70 ISSN 0866 - 7056 Tài liệu tham khảo: [1]. Nguyen-Vu Truong, (2012), “Hardware – in – the – Loop Approach to controller design and testing of motion control system using xPC target”, in 2012 4th International Conference on Intelligent and Advanced Systems (ICIAS2012), pp.1-5. [2]. Tuan Anh Luong, Sungwon Seo, Ja Choon Koo, Hyouk Ryeol Choi, Hyungpil Moon, (2019), “An Adaptive Backstepping Terminal Sliding Mode Control for Stewart Platform”, in 2019 16th International Conference on Ubiquitous Robots (UR), pp. 641-647. [3]. Shubham Mohapatra ; Rachit Srivastava ; Rupesh Khera, (2019),“Implementation of a Two Wheel Self-Balanced Robot using Matlab Simscape Multibody”, in 2019 Second International Conference on Advanced Computational and Communication Paradigms (ICACCP), pp.386-389. [4]. Jing -wei Hou, Yan-li Chen, Yong-ming Yao, (2017), “Hardware in loop Simulation for Hudraulic Stewart Master – Slave System”, in Proceedings of the 2017 International Conference on Manufacturing Engineering and Intelligent Materials (ICMEIM 2017), pp. 592-597. [5]. Hai Yun, Lei Liu, Qing Li, Wenbo Li, Liang Tang, (2019), “Development of an isotropic Stewart platform for telescope secondary mirror”, in Mechanical Systems and Signal Processing. [6]. XiaoLongYang, HongTaoWu, BaiChen, ShengZhengKang, SHiLiCheng, (2019), “Dynamic modeling and decoupled control of a flexible Stewart Platform for vibration isolation”, in Journal of Sound and Vibration, Volume 439 Pages 398-412. [7]. Arthur V. Lara, Iuro Nascimento, Janier Arias García, (2018), “Hardware-in-the-loop simulation environment for testing of tilt-rotor UAV's control strategies” in Mechanical Systems and Signal Processing. TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển KHẢO SÁT ẢNH HƯỞNG CỦA THÔNG SỐ ĐỘNG LỰC HỌC TỚI ĐỘ BỀN TRỤC CÁC ĐĂNG Ô TÔ SURVEY ON THE INFLUENCES OF DYNAMIC PARAMETERS ON THE DURABILITY OF PROPELLER SHAFT Trần Hữu Danh Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long TÓM TẮT Bài báo trình bày phương pháp khảo sát động lực học trục các đăng với ý tưởng xây dựng sơ đồ thuật toán khảo sát, ứng dụng phần mềm Mupad trong Matlab để phân tích chương trình và sử dụng Simulink giải bằng phương pháp số để xác định các ảnh hưởng của góc nghiêng trục đến vận tốc góc trục giữa; Khảo sát độ bền trục các đăng trên cơ sở xây dựng sơ đồ thuật toán khảo sát bền, phân tích dao động riêng, khảo sát dao động uốn và xoắn trục, phân tích dao động điều hòa tải trọng phân bố trên trục, phân bố ứng suất và biến dạng trên trục, ảnh hưởng của chiều dài và chiều dày trục đến ứng suất và biến dạng; Phân tích ảnh hưởng của thông số động lực học đến độ bền trục các đăng để xác định biến dạng, chuyển vị, góc xoắn tổng; Kết quả nghiên cứu đạt được của bài báo có thể làm số liệu tham khảo trong tính toán thiết kế và chế tạo đảm bảo đủ bền trục các đăng trên ô tô. Từ khóa: Trục các đăng; Thông số động lực học; Biến dạng; Ứng suất. ABSTRACT The paper presents the method of surveying the dynamics of propeller shaft with the idea of development an algorithm diagram and apply Mupad software in Matlab to analyze the program and use Simulink to solve by numerical methods to determine the effects of influence of tilt angle to middle shaft velocity; Survey on the durability of propeller shaft on the basis of development of an algorithm diagram studying the durability, analysis of eigen oscillations, survey on bending oscillation and torsional oscillation, analysis of harmonic motion distributed on propeller shaft, Distribution of stress and deformation on propeller shaft, influence of length and thickness on stress and deformation on the shaft; Analysis of the influences of geometric parameters to durability of propeller shaft to determine deformation, displacement, total torsion angle. The results of this paper can be used as reference data in the design and manufacturing calculations to ensure sufficient durability of the automobile axis.  Keywords: Cardan Shaft, Dynamic Parameters, Deformation, Stress. ISSN 0866 - 7056 TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn 71 Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển 1. GIỚI THIỆU Cấu tạo trục các đăng cơ bản gồm có các nạng các đăng 1 và 2, thân lớn các đăng 3, thân nhỏ 4, mối ghép then hoa 5 và khớp chữ thập 6. Matlab Simulink khảo sát các thông số động lực học trục các đăng: Sử dụng chương trình Matlab Simulink lập được sơ đồ khảo sát động học, động lực học cụm trục các đăng (hình 3). Hình 1. Cấu tạo trục các đăng. Các giả thiết khi khảo sát: Cụm trục các đăng nằm trong mặt phẳng thẳng đứng dọc, Đường tâm của trục các đăng trùng với đường tâm của hệ thống truyền lực (HTTL); Đường tâm của trục chủ động và của trục bị động sẽ giao với đường tâm của thân trục tại tâm đối xứng của các khớp chữ thập các đăng; Bỏ qua các biến dạng của mỗi cụm trên xe gồm biến dạng của các chi tiết và mối liên kết trong đó có HTTL và khung xe có độ cứng tuyệt đối; Bỏ qua sự ảnh hưởng lẫn nhau của các dao động giữa các cụm trong HTT; Không có sai số khi sản xuất và lắp ráp; Không xét tới ảnh hưởng của ma sát ở các ổ bi kim tại khớp quay trục chữ thập và ống then trên thân trục….. 2. NỘI DUNG 2.1. Khảo sát động lực học cụm trục các đăng Xây dựng sơ đồ thuật toán khảo sát động học, động lực học cụm trục các đăng (hình 2): ứng dụng phần mềm Mupad trong Matlab để phân tích chương trình và sử dụng Simulink để giải bằng phương pháp số; Xây dựng sơ đồ 72 ISSN 0866 - 7056 Hình 2. Sơ đồ thuật toán khảo sát động lực học trục các đăng. Hình 3. Sơ đồ Matlab Simulink khảo sát động lực học trục các đăng. Trường hợp khi trục chủ động quay ở tốc độ góc không đổi: 600 vòng/phút (62.8 rad/s), tốc độ góc trục ra thay đổi và giá trị khác nhau ở các góc nghiêng khác nhau α: 20o, 30o, 40o. Kết quả trên hình 3 cho thấy khi α tăng lên thì biên độ dao động của tốc độ góc trên trục giữa tăng lên. Như vậy, góc nghiêng trục càng tăng thì càng dễ xảy ra rung động. TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển 2.2. Khảo sát độ bền trục các đăng Hình 4. Ảnh hưởng của góc nghiêng trục các đăng đến tốc độ góc của trục giữa khi tốc độ góc trục vào và ra không đổi. Trường hợp khi trục chủ động quay ở tốc độ góc thay đổi tăng. Xây dựng sơ đồ thuật toán khảo sát độ bền trục các đăng: Theo phương pháp PTHH (hình 5); Xây dựng đặc tính vật liệu và kết cấu phần tử, lập bảng phân tích các phần tử. Trong mỗi vật sử dụng các phần tử trong cấu trúc PTHH: SOLID187 cho: Nạng các đăng trên, nạng các đăng dưới, thân dài trục, thân ngắn trục, trục chữ thập; CONTA174 cho mối ghép chốt trục chữ thập với ổ bi và TAGE170 cho mối ghép then hoa; Phân tích dao động riêng cụm trục các đăng: Ứng dụng phần mềm Ansys Workbench lập trình phân tích dao động riêng của trục, tại 20 dạng dao động xoắn riêng tương ứng với dãy tần số được nêu trong hình 6. Khi trục chủ động quay ở tốc độ góc thay đổi tăng từ 0 đến 900, tốc độ góc trục ra cũng thay đổi tăng theo nhưng sẽ dao động ở số vòng quay cao. Tốc độ góc trục giữa thay đổi rõ rệt hơn và giá trị khác nhau ở các góc nghiêng khác nhau α= 10o, 20o, 30o, 40o. Ở vùng số vòng quay cao thì tần số dao động tăng lên tỷ lệ với góc đặt trục giữa. Như vậy, góc nghiêng trục càng tăng thì tần số dao động trên trục giữa và trục ra sẽ tăng lên, hình 4. Hình 5. Ảnh hưởng của góc nghiêng đến vận tốc góc trục giữa. Hình 6. Sơ đồ thuật toán độ bền trục các đăng. ISSN 0866 - 7056 TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn 73  Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển Chiều dầy thân trục (b) ảnh hưởng đến dao động uốn trục đối với các trục có L khác nhau, vùng ft < 600 Hz; Trục có L=1300 mm tương tự trục L=1450 mm; Trục L1150 mm, ở vùng ft < 600 Hz, trục hầu như bị uốn. Hình 7. Đồ thị các dạng dao động riêng trục các đăng. Khảo sát dao động uốn và dao động xoắn trục: Chiều dài thân trục (L) không ảnh hưởng nhiều đến dao động uốn trục do độ cứng vững của cả cụm trục các đăng nằm trong giới hạn cho phép của kết cấu; chiều dài thân trục có ảnh hưởng nhiều đến dao động xoắn trục do ảnh hưởng của độ cứng cụm trục. Chiều dày thân trục (b) có ảnh hưởng rất lớn đến dao động xoắn trục, khi cùng L nhưng thân trục có b khác nhau thì dao động của trục cũng khác nhau: Trục có b = 4 mm sẽ có chuyển vị xoắn lớn hơn trên trục có b = 6 mm; Trên trục L=1300 mm, ở vùng ft < 600 Hz, trục hầu như bị xoắn nhiều hơn các vùng ftb và fc; Trục có b = 6mm thì các dao động xoắn xảy ra ở cả ba vùng ft, ftb và fc; Trục b=4 mm thì dao động xoắn xảy ra ở vùng ft và fc; Trục L=1150 mm, dao động xoắn xảy ra ở trục có chiều b nhỏ hơn và dao động xảy ra ở tất cả các ft, ftb và fc. Bảng 1. Ảnh hưởng của chiều dày thân trục đến dao động xoắn trục các đăng: 74 ISSN 0866 - 7056 TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển Phân tích dao động điều hòa tải trọng phân bố trên trục các đăng: Khi có lực kích thích R tác dụng trên trục, trục bị dao động xoắn trong quá trình làm việc, các dao động với biên độ lớn có thể làm hỏng trục. Ứng dụng phần mềm Ansys Workbench phân tích tải trọng trên trục các đăng được phân bố theo các tần số dao động của trục trong quá trình trục quay. a) Phân bố ứng suất uốn Phân bố ứng suất, biến dạng trên trục các đăng: sử dụng phần mềm PTHH Ansys Workbench khảo sát được các giá trị ứng suất và biến dạng trên cụm trục các đăng, ưu điểm có thể đưa đầy đủ các điều kiện biên vào bài toán, kết quả được phản ánh trực tiếp đồ thị 3D trên chi tiết, nhìn phổ màu và những giá trị hiển thị, ta đọc kết quả nhanh chóng, hình 7. b) Phân bố ứng suất xoắn c) Phân bố biến dạng trên nạng d) Phân bố biến dạng trên mặt bích Hình 8. Sự phân bố ứng suất, biến dạng trên trục các đăng. Ảnh hưởng của chiều dài đến ứng suất, biến dạng trên trục: so sánh kết quả theo L thấy trục 1 có L1450x6mm sẽ có tổng chuyển vị (Df), biến dạng tương đương εtd và ứng suất tương đương бtd lớn hơn hai trục 2 và trục 3 có L ngắn hơn, trên trục L lớn L1450x6mm là 3.8589e002 m/m và εtd là 7.7178e+009 Pamax so với hai trục ngắn hơn, trục kích thước trung bình L1300x6mm có Dfmax như vậy trục 1 sẽ có độ bền thấp hơn hai trục 2 và trục 3, kết quả khảo sát trình bày trên bảng 2. Bảng 2. Ảnh hưởng của chiều dài trục đến ứng suất, biến dạng trên trục: L1450x6mm L1300x6mm L1150x6mm Df (m) 5.4589e-003 5.6786e-003 3.978e-003 εtd (m/m) 3.8589e-002 3.2706e-002 3.7625e-002 (σtd) (Pa) 7.7178e+009 6.2989e+009 7.5251e+009  ISSN 0866 - 7056 TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn 75 Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển Ảnh hưởng của chiều dày thân trục đến ứng suất, biến dạng: chiều dày thân trục có ảnh hưởng lớn nhất đến ứng suất, biến dạng trục các đăng trong quá trình làm việc. So sánh kết quả theo chiều dày thân trục rõ ràng ta thấy trục mỏng 4 mm sẽ có các thông số biến dạng tương đương và ứng suất tương đương lớn trục dày 6 mm. Trường hợp này cho kết quả trục mỏng 4 mm có độ bền thấp hơn trục dày 6 mm, kết quả khảo sát trình bày trên bảng 3. Bảng 3. Ảnh hưởng của chiều dày trục đến ứng suất, biến dạng trên trục: Trục 1 Trục 2 Trục 3 1450 x 6 1450 x 4 1300 x 6 1300 x 4 1150 x 6 1150 x 4 Số nút 428680 427772 424571 424429 420636 420176 Số phần tử 243230 242214 241281 240611 239245 238549 Df (m) 5.4589e-003 6.6223e-003 5.6786e-003 3.5592e-003 3.978e-003 5.2456e-003 εtd (m/m) 3.8589e-002 4.7135e-002 3.2706e-002 3.5592e-003 3.7625e-002 5.6015e-002 (σtd) (Pa) 7.7178e+009 8.8614e+009 6.2989e+009 8.1948e+009 7.5251e+009 1.1152e+010 2.3. Phân tích ảnh hưởng của thông số động lực học đến độ bền trục các đăng Hình 9. Đồ thị biến dạng, chuyển vị, góc xoắn tổng trên trục L=1450 x6mm. 76 ISSN 0866 - 7056 Hình 10. Đồ thị biến dạng, chuyển vị, góc xoắn tổng trên trục L=1300x6mm TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển Khảo sát ảnh hưởng của các thông số động lực học gồm độ cứng trục phụ thuộc vào L, b và f, dạng dao động riêng ảnh hưởng đến độ bền của cụm trục các đăng. Ứng dụng phần mềm ANSYS Workbench cho các kết quả phân tích trên hình 8 đối với trục L = 1450x6mm và hình 9 đối với trục L = 1300x6mm. Bảng 4. Kết quả khảo sát biến dạng, chuyển vị, góc xoắn tổng trên trục Chiều dài trục x 6mm Dạng riêng Tần số (Hz) L = 1450 L = 1450 L = 1450 L = 1300 L = 1300 L = 1300 9 15 20 9 15 20 374.73 1295.9 1801.9 441.6 1451.6 2007.8 Biến dạng theo phương x (*10-3mm) 1566.75 1357.1 - Ta thấy rõ trên trục dài L = 1450mm biến dạng theo các phương, tổng chuyển vị và góc xoắn lớn hơn trên trục có chiều dài L = 1300mm. Kết quả này sẽ được kiểm chứng trong thí nghiệm. 3. KẾT LUẬN Xây dựng thuật toán khảo sát động học, động lực học trục các đăng cho thấy ảnh hưởng của các thông số hình học cụm trục như góc nghiêng trục, độ dài trục và độ cứng chống xoắn đã ảnh hưởng tới động học, động lực học trục các đăng. Ứng dụng phần mềm Matlab Mupad và Simulink đã mô phỏng khảo sát động học của các chi tiết, xác định mối quan hệ giữa tốc độ trục vào, trục ra và trục giữa và ảnh hưởng bởi góc nghiêng của trục trong những trường hợp α là 00, 100, 200, 300, 400 để thấy tần số dao động của trục lớn khi số vòng quay tăng. Xây dựng thuật toán tính toán độ bền trục các đăng và xác định phương pháp PTHH để mô phỏng và sử dụng phần mềm chuyên dụng Ansys Workbench để giải, kết qủa mô Biến dạng theo phương y (*10-3mm) 1326.61 453.794 - Biến dạng theo phương z (*10-3mm) 914.153 719.96 - Chuyển vị tổng (mm/m) Góc xoắn tổng của trục (rad) 875.35 518.435 - 973.6 500 phỏng chính xác do đã xác định kiểu phần tử phù hợp. Xác định các dạng dao động riêng của cụm trục các đăng trong 6 trường hợp: (1) L1450 x 6mm, (2) L1450 x 4mm, (3) L1300 x 6mm, (4) L1300 x 4mm, (5) L1150 x 6mm, (6) L1150 x 4mm. Kết quả thấy được các dao động uốn và xoắn trục các đăng trong mỗi trường hợp cụ thể làm cơ sở số liệu thiết kế trục. Xác định được các tần số của dao động điều hòa của lực tác dụng làm cơ sở tính toán bền cụm trục và các chi tiết trên trục, các kết quả nhận được dạng bảng số, dạng đồ thị 2D và mô hình 3D đáng tin cậy. Tài liệu tham khảo: [1]. [2]. [3]. [4]. [5]. Nguyễn Văn Khang (2007); Động lực học hệ nhiều vật, NXB. Khoa học và Kỹ thuật. Nguyễn Xuân Lựu (2007); Phương pháp phần tử hữu hạn, NXB. Giao thông Vận tải. Admed A. Shabana (2011); Dynamic of multybody systems, Willey publication. Carlo Brutti et al (1999); “One the dynamics of the transmission with a double cardan”. Ansys 18.1/ Workbench Software. ISSN 0866 - 7056 TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn 77  Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển NGHIÊN CỨU CHẾ TẠO BỘ THU PHÁT KHÔNG DÂY ĐO VẬN TỐC VÀ BIẾN DẠNG TRỤC CÁC ĐĂNG TRONG HỆ THỐNG TRUYỀN LỰC Ô TÔ TẢI NHẸ RESEARCH OF THE MANUFACTURING WIRELESS TRANSMITTER AND RECEIVER TO MEASURE VELOCITY AND STRAIN OF CARDAN SHAFT IN TRANSMISSION SYSTEM ON LIGHT TRUCK Trần Hữu Danh Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long TÓM TẮT Trục các đăng trong hệ thống truyền lực ô tô tải luôn chuyển động trong quá trình xe hoạt động sẽ ảnh hưởng đến độ bền của trục các đăng trong đó vận tốc và biến dạng là 2 thông số quan trọng dùng để tính toán kiểm nghiệm bền của trục các đăng. Bài báo trình bày phương pháp dùng quang trở để đo vận tốc và dùng Tenzo để đo biến dạng; Trên trục các đăng, ở mỗi đầu trục được dán một quang trở và một Tenzo; Thiết kế chế tạo bộ đo vận tốc và biến dạng sử dụng kỹ thuật thu nhận tín hiệu không dây để đồng thời nhận được kết quả vận tốc và biến dạng trên 2 đầu trục các đăng; Ứng dụng bệ thử nghiệm dòng công suất hở có động cơ dẫn động loại diesel IVECO 81kW và cơ cấu gây tải MP100S trong phòng thí nghiệm để kiểm tra, đánh giá kết quả đạt được của bộ đo vận tốc và biến dạng làm cơ sở cho việc tính toán thiết kế và chế tạo hoàn thiện trục các đăng. Từ khóa: Trục các đăng ô tô, cơ cấu gây tải MP100S, Tenzo, ứng suất, biến dạng. ABSTRACT Cardan shaft in the truck transmission system always move in the course of the vehicle operation and will affect the durability of the cardan shaft. In which the velocity and strain are two important parameters used to calculate the durability test of the cardan shaft. The paper presents the method of using photoresistor to measure velocity and using tenzo to measure strain; A photoresistor and a tenzo were attached on the cardan shaft, at each end of the shaft; The design and manufacturing of velocity and strain gauges using wireless signal acquisition are to imultaneously receive velocity and strain results on two ends of the cardan shaft; The application of open power flow test stand which the IVECO 81kW diesel engine and the MP100S load cell in the laboratory are to test and evaluate the results of the velocity and strain gauge as the basis for perfect design and manufacture calculations of the cardan shaft. Keywords: Cardan shaft, MP100S Load cell, tenzo, stress – deformation. 78 ISSN 0866 - 7056 TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển 1. GIỚI THIỆU Trục các đăng xe tải chuyển động liên tục và chịu tác động của mô men xoắn trong suốt quá trình làm việc khi xe chuyển động, các khớp các đăng thường phải chịu lực tác động rất lớn nên chịu nhiều ứng suất khác nhau như ứng suất uốn, ứng suất cắt và ứng suất nén. Ngoài những ứng suất trên, các khớp các đăng còn chịu sự rung động do sự mất cân bằng lốp xe hoặc bánh xe và sự không tròn của lốp xe hoặc bánh xe, hoặc một vành xe bị gập…nên rất dễ bị mòn hoặc hư hỏng, ảnh hưởng trực tiếp đến quá trình chuyển động cũng như độ bền của trục các đăng, mà chuyển động và độ bền của một trục quay thì có liên quan rất lớn đến tốc độ và biến dạng nên việc xác định được giá trị đo tốc độ và biến dạng của một trục đang quay là rất cần thiết và quan trọng để tính toán kiểm nghiệm bền trục các đăng, từ đó làm cơ sở cho việc tính toán thiết kế và chế tạo hoàn thiện trục các đăng, đáp ứng được yêu cầu nội địa hóa phụ tùng ô tô tải ở nước ta trong giai đoạn hiện nay. Việc nhận tín hiệu điện từ một trục quay thông thường người ta sử dụng cổ góp, tuy nhiên do trục các đăng trong quá trình hoạt động tốc độ trục quay khá cao nên phương án này không đảm bảo độ chính xác. Khi thí nghiệm trên bệ thử với điều kiện hoạt động êm ái việc sử dụng bộ thu dòng tiếp điểm thủy ngân đo trực tiếp cho kết quả chính xác. Nhược điểm của bộ thu dòng tiếp điểm thủy ngân là hóa chất độc hại dễ ảnh hưởng đến sức khỏe kỹ thuật viên. Máy đo DMC plus và Spider8 có nhiều modul được chế tạo theo các kênh với nhiều kiểu khuếch đại, nhiều dải tần khác nhau và có thể đo được nhiều đại lượng khác nhau, như nhiệt độ, điện thế, điện trở, nguồn áp DC, mô men, tốc độ, công suất…Phần mềm DMCLab plus và catman để điều khiển đo lường và xử lý số liệu đo mô men trên các trục quay. Tuy nhiên mỗi lần chỉ có thể đo và xử lý được tại một vị trí cần đo. Yêu cầu đối với công trình nghiên cứu đặt ra là cần phải thu nhận được đồng thời và xử lý đồng thời 2 tín hiệu đo tốc độ trục và 2 tín hiệu biến dạng ở cả 2 đầu của trục các đăng nên cần phải thiết kế và chế tạo một bộ đo vận tốc và biến dạng theo nguyên lý thu nhận tín hiệu không dây đáp ứng được yêu cầu trên. Với bộ thu phát không dây có thể thu nhận tín hiệu trong khoảng cách 100 m. Trên trục các đăng gắn bộ phát và trên mạch chính gắn bộ thu để nhận tín hiệu và tính toán gửi lên máy tính. Sử dụng bộ thu phát sóng không dây có thể truyền nhận tín hiệu được xa hơn mà không bị hạn chế do dây dẫn, mặt khác có thể giải quyết được vấn đề nhận tín hiệu từ cảm biến gắn trên trục trong khi trục vẫn quay. Còn với mudule thu phát này có thể mua trên thị trường có sẵn mà không cần phải thiết kế, sau khi tính toán gửi về máy tính thông qua cổng ETHERNET. Cho nên việc nghiên cứu và chế tạo bộ này phải là rất phù hợp, hiệu quả và kinh tế và đáp ứng được với yêu cầu nghiên cứu, giảng dạy, học tập trong phòng thí nghiệm…Do đó tác giả chọn phương án thiết kế chế tạo bộ thu phát không dây đo vận tốc bằng cảm biến đo vận tốc và đo biến dạng bằng Strain gauge, được điều khiển bằng vi điều khiển/Arduino và được lập trình thu nhận tín hiệu trong phần mềm Visual Studio C#. 2. NỘI DUNG 2.1. Cơ sở thiết kế bộ thu phát không dây Bộ thu phát không dây được thiết kế trên cơ sở các mô đun thu phát không dây: Module chuyển đổi ADC 24bit Loadcell HX711, dùng để chuyển đổi analog sang digital  ISSN 0866 - 7056 TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn 79 Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển 24-bit. HX711 được thiết kế để chuyển đối tín hiệu và ứng dụng điều khiển công nghiệp để giao tiếp trực tiếp với một cảm biến cầu (Strain gauge), gửi dữ liệu cho Vi điều khiển/ Arduino; Module cảm biến ánh sáng sử dụng quang trở và IC LM393, độ nhạy có thể tùy chỉnh để đo vận tốc qua việc truyền tải dữ liệu bằng thu nhận xung laser; Mạch thu phát RF Zigbee UART CC2530 sử dụng IC CC2530 từ TI, mạch được lập trình sẵn firmware để có thể dễ dàng sử dụng như một module truyền nhận dữ liệu không dây chuẩn Zigbee với giao tiếp UART rất dễ kết nối với Vi điều khiển/Arduino chỉ với một vài bước config. Mạch thu phát RF UART CC2530 có khoảng cách truyền nhận xa, chuẩn truyền sóng Zigbee 2.4 Ghz chuẩn công nghiệp rất ổn định nên được sử dụng để truyền nhận dữ liệu từ module đo biến dạng, vận tốc sau đó kết nối với máy tính để xử lí dữ liệu thu được; AMS1117 – IC ổn áp 3.3v; AMS1117-3.3V là IC chuyên dụng để ổn định điện áp tuyến tính với sụt áp thấp, điện áp đầu ra 3.3V, dòng điện đầu ra 1A. Dùng để tạo điện áp 3.3V nuôi module Wireless UART (Mạch thu phát RF Zigbee UART CC2530). Sơ đồ tổng thể của mô đun đo vận tốc, biến dạng: Hình 1. Sơ đồ mạch tổng thể của Module đo biến dạng, vận tốc. Sơ đồ khối chương trình điều khiển: Hình 2. Sơ đồ khối chương trình điều khiển. 80 ISSN 0866 - 7056 TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển Module đo biến dạng và vận tốc lắp trên trục các đăng có nhiệm vụ thu nhận và xử lí tín hiệu từ các cảm biến đo vận tốc (Module cảm biến ánh sáng) và module đo biến dạng (Module chuyển đổi ADC 24bit Loadcell HX711) nhờ vi điều khiển ATmega328P trên Arduino Promini. Sau đó, tín hiệu sau khi xử lí sẽ được gửi đến Module phát sóng không dây RF Zigbee UART để truyền không dây đến Module nhận tín hiệu (Module RF Zigbee UART) đã kết nối với máy tính sẽ thu nhận và xử lí dữ liệu thu được. Dữ liệu sau khi xử lí sẽ được tính toán, lưu trữ và thể hiện bằng phần mềm chuyên biệt được thiết kế và lập trình bởi phần mềm chính Visual Studio để dễ dàng quan sát và nghiên cứu. Lưu đồ giải thuật lập trình thu nhận tín hiệu không dây: Hình 3. Lưu đồ giải thuật lập trình thu nhận tín hiệu không dây. Khi bắt đầu khởi động bộ thu phát không dây (1) lập tức tiến hành khởi tạo ngoại vi (2) các giá trị ban đầu (tín hiệu từ các module cảm biến) sẽ được scale lại về giá trị gốc, sau đó sẽ chờ lệnh từ máy tính (data) truyền tới (3) để quyết định lựa chọn thực hiện chương trình, nếu data là "0" (4) chương trình sẽ dừng và không thực hiện và sẽ quay lại tiếp tục chờ lệnh, nếu data là "2" (5), chương trình sẽ reset lại, toàn bộ dữ liệu được xử lí lại từ đầu và tiếp tục chờ lệnh, nếu data là "1" (6) chương trình sẽ được khởi chạy, đầu tiên (8) thời gian thực sẽ được truyền liên tục cùng với dữ liệu từ các cảm biến. Sau đó chương trình xử lí tín hiệu và truyền dữ liệu về tốc độ và biến dạng sẽ tuần tự được thực hiện như sau: xử lí tín hiệu và truyền dữ liệu biến dạng ở điểm thứ 1 (9) => xử lí tín hiệu và truyền dữ liệu vận tốc ở điểm thứ 1 (10) => xử lí tín hiệu và truyền dữ liệu biến dạng ở điểm thứ 2 (11) => xử lí tín hiệu và truyền dữ liệu vận tốc ở điểm thứ 2 (12) và cứ thế lặp lại chương trình. Thiết kế bệ thí nghiệm: Bệ thử thí nghiệm được tiến hành theo sơ đồ hình 4. Trong đó động cơ dẫn động loại diesel IVECO 81Kw (1), hộp số cơ khí 5 tay số (2), trục các đăng (3) lắp nghiêng trong mặt phẳng dọc có thể thay đổi góc với các giá trị α, β, bộ phát (4) lắp trên trục các đăng và cơ cấu  gây tải MP100S (5). ISSN 0866 - 7056 TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn 81 Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển Bệ thử nghiệm dòng công suất hở đo vận tốc và biến dạng theo nguyên lý thu nhận tín hiệu không dây gồm: 1-Động cơ; 2-Hộp số; 3-Trục các đăng; 4-Bộ phát; 5-Cơ cấu gấy tải MP100S; 6-Bộ thu; 7-Máy tính; 8- Giá đỡ. Hình 4. Sơ đồ bệ thử thí nghiệm 2.2. Chế tạo, lắp đặt và thử nghiệm Chế tạo bộ đo vận tốc và biến dạng theo nguyên lý thu nhận tín hiệu không dây. Lắp đặt bộ thu phát không dây, cảm biến đo vận tốc và đo biến dạng lên trục các đăng. Hình 7. Bệ thử nghiệm dòng công suất hở. 1-Bộ phát; 2-Bộ thu; 3 – Pin Hình 5. Bộ thu phát không dây đo vận tốc và biến dạng. Hình 8. Calip mô men xoắn trong cơ cấu gây tải MP100S. 1,2 - Cảm biến đo vận tốc; 3, 4 - Cảm biến đo biến dạng; 5, 6 - Đèn laser; 7- Bộ thu; 8-Pin; 9-Trục các đăng Hình 6. Lắp đặt bộ thu phát không dây, cảm biến đo vận tốc và biến dạng lên trục các đăng. 82 ISSN 0866 - 7056 Calip mô men xoắn trong cơ cấu gây tải MP100S: Để hiệu chỉnh bộ đo vận tốc và biến dạng làm việc được chính xác phải ca líp mô men xoắn trong cơ cấu gây tải MP100S, trước tiên phải mở nguồn cơ cấu gây tải MP100S, nhấn chọn 0 N.m (1), đặt Calíp (2) vào, chọn Calibration Value được kết quả chuẩn 250 N.m, calíp chuẩn có khối lượng 25kg, chiều dài cánh tay đòn 1m, mô men xoắn 250 N.m. Kết quả thử nghiệm bộ đo: TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển Hình 9. Kết quả đo vận tốc và biến dạng. 3. KẾT LUẬN Bài báo đã xây dựng được sơ đồ mạch tổng thể module đo biến dạng và vận tốc, sơ đồ khối chương trình điều khiển và lưu đồ giải thuật lập trình thu nhận tín hiệu không dây, sử dụng vi điều khiển/Adruino và lập trình trong phần mềm C# cho phép xử lý đồng thời cùng lúc các tín hiệu cần đo vận tốc và biến dạng trên trục quay một cách dễ dàng và nhanh chóng. Kết quả đạt được của bộ đo vận tốc và biến dạng chế tạo theo nguyên lý thu nhận tín hiệu không dây được thử nghiệm kiểm tra trên bệ thử dòng công suất hở trong phòng thí nghiệm với động cơ dẫn động loại diesel IVECO 81Kw và cơ cấu gây tải MP100S là những thiết bị chuẩn, hiện đại nên có độ tin cậy khá cao. Ngoài việc đo vận tốc và biến dạng của trục các đăng, còn có thể ứng dụng nguyên lý này để đo hiệu suất, đo mô men xoắn và đo dao động của cơ cấu khác trong hệ thống truyền lực ô tô tải….là nền tản cơ bản cho hướng nghiên cứu mở rộng của các công trình tiếp theo. Bộ thu phát không dây đo vận tốc và biến dạng được thiết kế và chế tạo hoàn toàn được thực hiện với các linh kiện điện tử có sẵn trên thị trường và chế tạo phần cơ khí khá đơn giản phù hợp với điều kiện Việt Nam. Đáp ứng được yêu cầu nghiên cứu, giảng dạy và học tập trong ngành công nghệ ô tô ở các trường đại học, cao đẳng kỹ thuật… Tài liệu tham khảo: [1]. Dương Minh Trí (2007); “Cảm biến và ứng dụng”, NXB. Trẻ. [2]. Nguyễn Hữu Cẩn, Dư Quốc Thịnh, Phạm Minh Thái, Nguyễn Văn Tài, Lê Thị Vàng (1998); “Lý thuyết ô tô máy kéo”, NXB. Khoa học Kỹ thuật. [3]. Ekelof, S(2001), “The genesis of the Wheatstone bridge. Engineering Science and 1Education Journal”, ISSN: 0963-7346. [4]. Analog Devices(1996) “Wide Bandwidth Strain Gauge Signal Conditioner-1B31”, USA”. ISSN 0866 - 7056 TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn 83  Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển NGHIÊN CỨU TỐI ƯU HÓA PHƯƠNG PHÁP CÂN BẰNG ĐỘNG THIẾT BỊ QUAY TẠI CHỖ VỚI SỰ TRỢ GIÚP TÍNH TOÁN KHỐI LƯỢNG VÀ PHA MẤT CÂN BẰNG CỦA ROTOR BẰNG PHỀN MỀM MATLAB RESEARCH FOR OPTIMIZING THE BALANCE METHOD OF ROTATING EQUIPTMENTS WITH ASSISTANCE TO CALCULATE THE UNBALANCE MASS AND PHASE OF ROTOR BY MATLAB PROGRAM Lê Hoàng Anh, Bùi Bảo Chiến Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long TÓM TẮT Mất cân bằng động thiết bị quay gây ra những hậu quả nghiêm trọng đối với các nhà máy sản xuất sử dụng thiết bị quay công suất lớn, như: Tuabin, máy phát, bơm nước cấp, quạt gió lò, quạt khói lò…Bởi rung động do mất cân bằng động gây ra làm hư hỏng các thiết bị đó, khiến cả hệ thống và nhà máy phải dùng hoạt động. Việc xử lý bằng cân bằng động tại chỗ thiết bị đòi hỏi phải thực hiện trong thời gian ngắn nhất, với số lần khởi động kiểm tra rung động ít nhất để đảm bảo tính kinh tế và an toàn cho thiết bị. Từ khóa: Cân bằng động; Rung động. ABSTRACT Dynamic unbalance of rotary equipment causes serious consequences for manufacturing plants that use large-capacity rotating equipment, such as turbines, generators, feed water pumps, blower fans, furnace smoke fans, etc. due to vibration cause by the dynamic imbalance that causes damage to those devices, causing both the system and the factory to operate. Handling equilibrium dynamically in place requires the shortest possible time, with the least number of start-up vibration tests to ensure the economic and safety for the rorating equiptment. Keywords: Dynamic balancing, vibration. 1. GIỚI THIỆU Việc xử lý rung động thiết bị quay được rất nhiều các cơ sơ sản xuất quan tâm, bởi tầm quan trọng của nó lớn. Các hư hỏng phát sinh do rung động gây ra sẽ làm cho thiết bị đó 84 ISSN 0866 - 7056 không thể hoạt động được nữa, kéo theo cả hệ thống liên quan phải dừng hoạt động. Có nhiều phương pháp để xử lý rung động như: cân bằng tĩnh, cân bằng động trên giá bằng máy cân bằng động, cân bằng động bằng TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển phương pháp khởi động nhiều lần (khoảng 08 lần), cân bằng động tại chỗ bằng phương pháp 02 lần khởi động… thu được, bất kể các đường cong biên độ dao động có cắt nhau (điều kiện để áp dụng theo phương pháp cũ) hay không. Mỗi phương pháp đều có ưu nhược điểm riêng, ví dụ cân bằng tĩnh và cân bằng động trên giá đòi hỏi phải tháo rã thiết bị và mang rotor đặt lên máy, tốn nhiều thời gian, không hiệu quả kinh tế; phương pháp cân bằng động tại chỗ khởi động nhiều lần có thể giảm độ rung thiết bị về trị số lý tưởng, tuy nhiên việc khởi động thiết bị nhiều lần như thế không phải là điều dễ dàng đối với các thiết bị lớn như tuabin, máy phát, các thiết bị sử dụng động cơ điện công suất lớn… 2.1. Thiết bị được nghiên cứu thực tế và thông số liên quan Phương pháp cân bằng động tại chỗ với 02 lần khởi động xem ra là phương pháp hiệu quả và kinh tế nhất, tuy nhiên cách thức thực hiện đòi hỏi phải vẽ hình học thủ công và tính toán cho từng trường hợp cụ thể và phụ thuộc khá nhiều vào kinh nghiệm của người thực hiện. Hơn nữa phương pháp 02 lần khởi động chỉ đưa được độ rung về dưới mức cho phép để thiết bị có thể hoạt động, không thể khử hết lượng mất cân bằng để đưa độ rung về mức thấp nhất, nếu có thì chỉ là ngẫu nhiên đạt được, do đặc trưng của phương pháp này. Trong bài báo này, các tác giả đề xuất nghiên cứu, kết hợp phương pháp thực nghiệm cân bằng động tại chỗ 02 lần khởi động truyền thống với với phương pháp 03 lần khởi động với sự hỗ trợ của phần mềm Matlab, từ đó giảm thiểu độ rung về mức lý tưởng. 2. NỘI DUNG Trong phần này, các tác giả trình bày các nghiên cứu, thực nghiệm và các kết quả thu được từ phương pháp 02 lần khởi động truyền thống, sau đó tối ưu hóa, giảm hơn nữa độ rung Thiết bị được nghiên cứu là quạt tuần hoàn khói lò hơi nhà máy nhiệt điện 330 MW, với các thông số như sau: Bảng 1. Các thông số của quạt khói: Hãng sản xuất Model Serial No. Kiểu quạt Năm sản xuất Lưu lượng khói Áp suất đầu hút Áp suất đầu hút Nhiệt độ khói Tốc độ quay Khối lượng trục Rotor Khối lượng cánh quạt Đường kính cánh quạt Bề rộng cánh quạt Độ rung cho phép Mitsubishi AH-R229DWDI N-3611 Ly tâm 2 đầu hút 2007 5600 m3/ph 30 mmAqg 440 mmAqg 3330C 1500 v/ph 3.5 Tấn 2.1 Tấn 2290 mm 650 mm 115 Micromet Hình 1. Cánh quạt khói và vị trí gia trọng gắn thêm. Độ rung đo được vào tháng tại thời  điểm thực hiện: 110 µm. ISSN 0866 - 7056 TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn 85 Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển 2.2. Tính toán cân bằng động Các thông số tính toán gia trọng thử cho trong bảng 2. = (10÷20). 28 gram = (280÷560)gram. Chọn Pth = 500 gram. Độ rung 110 µm gây báo động thiết bị: Bảng 2. Các thông số tính toán gia trọng thử: Độ rung đo được vào tháng tại thời điểm thực hiện A0=110 µm Độ rung cho phép theo khuyến cáo của nhà sản xuất là 115 µm (đính kèm 1) Khối lượng gia M thử = 500gr trọng thử Hình 2. Độ rung 110 µm. Độ rung 90 µm khi lắp gia trọng ở vị trí số 1 0 (ở vị trí số 2 là 150 µm, quạt trip không hiển thị được, phải sử dụng thiết bị đo cầm tay để đo). o Độ rung đo được khi gắn gia trọng thử ở vị trí số 1 A1=90 µm Lấy vị trí số 1 làm mốc 00 Độ rung đo được khi gắn gia trọng thử ở vị trí số 2 A2=150 µm Vị trí số 2 lệch 1800 so với vị trí số 1 Tính toán gia trọng thử: Hình 3. Độ rung 90 µm khi lắp gia trọng ở vị trí số 1 (0o). (1) Với: A01: Độ rung tại gối đỡ số 1 gối đỡ số 1 (110 µm = 0.11 mm); G1: Tải trọng tại gối đỡ số 1 (tải trọng lên 2 gối bằng nhau và bằng 2800 kg); r1: Bán kính từ tâm rotor đến điểm đặt gia trọng (1.1m). Khối lượng gia trọng thật và vị trí gắn được tính toán thực nghiệm dựa trên hình: Kết quả (2) 86 ISSN 0866 - 7056 Hình 4. Khối lượng gia trọng thật và vị trí gắn. TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển Kết quả tính toán cho trong bảng 3. Bảng 3. Kết quả tính toán: Khối lượng gia trọng tính toán m = (2A/D)* m thử = (220/113)*500 = 973 gram A: Độ rung ban đầu D: Đo trực tiếp trên hình Góc gắn gia trọng 540 Đo trực tiếp trên hình Độ rung đo được sau khi thực hiện 60 µm Độ rung đạt được sau khi thực hiện: 60 µm liệu nước ngoài, các tác giả để xuất phương pháp tối ưu hóa cho phương pháp trên, bất kể các đường tròn biên độ dao động có cắt nhau hay không, để đưa độ rung về mức thấp hơn nữa, chi tiết trình bày ở mục sau 2.3. Giảm thiểu rung động bằng phương pháp 03 lần khởi động Để Giảm thiểu rung động bằng phương pháp 03 lần khởi động cần đặt gia trọng lệch nhau 120 độ, hình vẽ và số liệu được thực hiện trên matlab. Hình 5. Độ rung đạt được sau khi thực hiện 60 µm. Độ rung đạt được mặc dù thấp hơn khuyến cáo của nhà sản xuất, tuy nhiên, để tăng tuổi thọ và an toàn cho thiết bị, cần phải giảm bớt rung động đó về khoảng 40 µm. Để thực hiện việc này, trước nay đều tính toán tương tự với tính may rủi cao. Tức là dò thủ công vị trí gắn gia trọng sao cho độ rung của 2 lần đo sau phải cao hơn lần đo trước thì mới tính toán được gia trọng tinh, do các đường tròn không cắt nhau thì không áp dụng phương pháp thực nghiệm nêu trên được. Qua các thực nghiệm và tham khảo tài Các tính toán ở mục 2.2 không thể tiếp tục áp dụng để giảm thiểu rung động hơn nữa, do các đường tròn không cắt nhau, nên phương pháp trên chỉ giải quyết vấn đề ở mức tạm chấp nhận được, mang tính may rủi cao. Qua nghiên cứu trao đổi, các tác giả nhận thấy có thể ứng dụng các tính toán của matlab trong việc tính toán khối lượng và pha mất cân bằng (thực hiện sau khi cân bằng động bằng phương pháp 02 lần khởi động nêu trên) để bổ sung cho phương pháp trên, giúp giảm thiểu hơn nữa trị số rung động Các thông số thực hiện như sau cho  trong bảng 4: ISSN 0866 - 7056 TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn 87 Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển Bảng 4. Các thông số thực hiện: Độ rung đo sau khi thực hiện bằng phương pháp 02 lần khởi động Khối lượng gia trọng thử Độ rung đo được khi gắn gia trọng thử ở vị trí số 1 Độ rung đo được khi gắn gia trọng thử ở vị trí số 2 Độ rung đo được khi gắn gia trọng thử ở vị trí số 3 A0= 60µm M thử = 100gr A1=50 µm A2=53 µm A2=48 µm Lấy vị trí số 1 làm mốc 0o Vị trí số 2 lệch 1200 so với vị trí số 1 Vị trí số 3 lệch 1200 so với vị trí số 2 Biểu đồ thu được: Hình 7. tam giác ngoại tiếp các đường tròn A1, A2, A3. Từ đó rút ra được các thông số thực hiện như sau cho trong bảng 5: Bảng 5. Các thông số thực hiện: Khối lượng m = (6/0.759)* m thử gia trọng tính = (6/0.759)*50 toán = 395 gram Góc gắn gia trọng 1400 Độ rung đo được sau khi thực hiện 36 µm Đo trực tiếp trên hình Độ rung đạt được sau khi áp dụng các thông số trên: 36 µm. Hình 6. Tính toán các thông số trên Matlab. Dựng tam giác ngoại tiếp các đường tròn A1, A2, A3 và tìm trọng tâm tam giác, từ đó thu được pha mất cân bằng và gia trọng gắn thêm: 88 ISSN 0866 - 7056 Hình 7. Độ rung đạt được sau khi áp dụng 36 µm. TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển 3. KẾT LUẬN Đo đạt thực nghiệm cho thấy phương pháp này có thể giảm thiểu rung động về mức lý tưởng mà không cần phải gắn gia trọng nhiều lần kết hợp khởi động máy để tìm độ rung lớn hơn độ rung ban đầu (các đường tròn biên độ dao động phải cắt nhau mới tính toán bằng phương pháp truyền thống). Từ đó tính toán được khối lượng gia trọng gắn thêm m=395 gram và góc gắn gia trong là 1400. Tuy nhiên, các tác giả mới chỉ thực hiện trên quạt khói, cần nhiều thời gian thực nghiệm trên các thiết bị thuộc chủng loại mới trước khi đua ra công thức tính toán tổng quát chung cho tất cả các thiết bị. Tài liệu tham khảo: [1]. Macdara MacCamhaoil; “Static & Dynamic balancing”, Bruel & Kjaer. [2]. ISO13373, Condition monitor ring & Diagnostics of Machine. [3]. Gas recirculation Fan Maintenance Mainual, Misubishi Heavy Industrial. [4]. Phạm Thị Thúy; “Các phương pháp cân bằng động chi tiết quay”.  ISSN 0866 - 7056 TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn 89 Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển NGHIÊN CỨU ẢNH HƯỞNG CỦA CHẾ ĐỘ CẮT ĐẾN ĐỘ NHÁM BỀ MẶT VÀ CHI PHÍ ĐIỆN NĂNG RIÊNG KHI TIỆN CHI TIẾT DẠNG TRỤC TRÊN MÁY TIỆN CNC RESEARCH EFFECTS OF CUTTING MODE TO SURFACE DETECTION AND SEPARATE ELECTRICITY COST WHEN CYLINDER PART ON SPINDLE CNC LATHE Phạm Hoàng Anh1, Vũ Khắc Bảy2 Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long 2 Trường Đại học Lâm nghiệp 1 TÓM TẮT Bài báo trình bày nghiên cứu ảnh hưởng của chế độ cắt (S, V, t) đến độ nhám bề mặt và chi phí điện năng riêng khi tiện chi tiết dạng trục trên máy tiện CNC. Các thiết bị, dụng cụ, vật tư phục vụ trong việc nghiên cứu gồm: Máy tiện CNC Haas TL2, máy đo độ nhám bề mặt Mitutoyo SJ-210, vật tư dùng để gia công là thép 45 (C45). Số lượng gia công mẫu thử nghiệm trên máy tiện là 45 mẫu và tiến hành lấy kết quả độ nhám từ máy đo rồi dùng phần mềm Excel tính toán ra hàm tối ưu. Từ đó rút ra được với chế độ cắt S, V, t nào cho ta độ nhám bề mặt hợp lý nhất. Từ khóa: Chiều sâu cắt; Vận tốc cắt; Lượng tiến dao. ABSTRACT The paper presents the study of the effect of cutting mode (S, V, t) on surface roughness and specific power cost when turning part axis on a CNC turning machine. The equipment, tools and supplies used in the study include: CNC Haas TL2 Lathe, Mitutoyo SJ-210 surface roughness measuring machine, materials for processing are steel 45 (C45). The number of machining samples tested on the lathe is 45 samples and proceed to get roughness results from the meter and then use Excel software to calculate the optimal function. From that, we can draw with the cutting modes S, V, t which give the most. Keywords: Depth of cut, Cutting speed, Feed rate. 1. MỞ ĐẦU Hiện nay, ở Việt Nam rất nhiều doanh nghiệp đầu tư các máy công cụ như máy phay, máy tiện, máy dập, máy cắt, máy mài để phục vụ cho công nghệ chế tạo máy. Các máy trên 90 ISSN 0866 - 7056 chủ yếu được sản xuất ở nước ngoài và nhập khẩu vào Việt Nam để thực hiện một số nguyên công trong chế tạo máy. Các máy công cụ phục vụ cho chế tạo máy hiện nay chủ yếu là máy vạn năng với TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển nhiều công dụng, có thể gia công được nhiều loại vật liệu khác nhau, song mỗi loại vật liệu, mỗi một loại công dụng đều có chế độ sử dụng khác nhau. Ở Việt Nam, việc nghiên cứu chế độ sử dụng hợp lý cho từng đối tượng vật liệu khi gia công và cho từng loại nguyên công chưa được quan tâm, chưa có nhiều công trình, tài liệu được công bố để khuyến cáo các đơn vị sử dụng các máy công cụ thực hiện nhằm mang lại năng suất chất lượng và giảm chi phí tiêu thụ điện năng góp phần nâng cao hiệu quả kinh tế trong sản xuất chế tạo máy. Máy tiện được sử dụng khá phổ biến hiện nay ở các dây chuyền chế tạo máy, công dụng chủ yếu là tiện trục, tiện bạc, tiện mặt bích, tiện ren, tiện côn trong và côn ngoài .... Mỗi một nguyên công khác nhau, mỗi loại vật liệu khác nhau đều có chế độ cắt khác nhau. Việc xác định chế độ cắt sao cho năng suất cao, chất lượng đáp ứng yêu cầu độ nhám bề mặt là rất cần thiết. Với những lý do đã được trình bày ở trên nên tôi chọn và thực hiện đề tài: “Nghiên cứu ảnh hưởng của chế độ cắt đến độ nhám bề mặt và chi phí điện năng riêng khi tiện chi tiết dạng trục trên máy tiện CNC". 2. NỘI DUNG 2.1. Đối tượng nghiên cứu - Thành phần của thép làm phôi tiện (C45) C45 là thép thành phần gồm Fe và C, trong đó hàm lượng cacbon có trong thép là 0,45%, C45 được xếp vào loại vật liệu có tính cacbon trung bình, thường được dùng rất nhiều trong thiết kế các chi tiết máy phổ biến như trục, bánh răng … Theo TCVN thì thành phần thép 45 (ngoài Fe) bao gồm: Bảng 1.1. Thành phần hóa học thép 45 %C (%) %Mn (%) %P (%) %S (%) %Cr (%) %Ni (%) 0.45 0.7 0.040 0.040 0.25 0.25 Bảng 1.2. Cơ tính của thép 45 Giới hạn chảy σch (N/ mm 2) Độ bền kéo σb (N/ mm 2) Độ dãn dài tương đối (%) 36 61 16 2.2. Dụng cụ cắt Dao tiện ngoài chíp 600 Hình 1.1. Mẫu dao Tiện ngoài chip 600. Thông số kỹ thuật: - Thương hiệu: KYOCERA. - Hình dạng: Insert T 2 mặt hình tam giác 60 độ TNMG160404HQ (CA5525). - Size: 16. - Bán kính mũi dao: r=0,4mm. - Chipbreaker: HQ giúp thoát phoi tốt. - Lớp phủ: CA5525, chuyên tiện ngoài, móc lỗ bán tinh và tinh các loại vật liệu thép Carbon. 2.3. Thiết bị nghiên cứu  - Máy Tiện CNC Haas TL2. ISSN 0866 - 7056 TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn 91 Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển Bảng 1.3. Bảng thông số kỹ thuật của máy tiện CNC: TT 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 Thông số kỹ thuật Đường kính qua băng Đường kính qua bàn Mâm cặp Đường kính cắt Max Chiều dài cắt Max Khoảng chống tâm Hành trình trục X Hành trình trục Z Tốc độ Rapid trên trục X Tốc độ Rapid trên trục Z Lực đẩy Max trên trục X Lực đẩy Max trên trục Z Công suất Max Tốc độ Max Moment Max Lỗ trục chính (ϕ) Trọng lượng máy Giá trị (S.A.E) 16” 11” 8” 16” 48” 48” 8” 48” 450 ipm 450 ipm 3894 lb 1947 lb 12 HP 3000 rpm 108 ft-lb 3” 4100 lb Giá trị (Metric) 406 mm 279 mm 203 mm 406 mm 1219 mm 1219 mm 203 mm 1219 mm 11,4 m/Min 11,4 m/Min 17321 N 8861 N 8,9 kW 3000 vòng/phút 146 Nm 76,2 mm 1860 kg 2.4. Xây dựng mô hình thực nghiệm Bảng 1.4. Cần được thực nghiệm tại các thông số: TT 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 92 Lượng tiến dao: S (mm/v) Chiều sâu cắt: t (mm) Vận tốc cắt V (mm/phút) 0.1 0.22 0.1 0.22 0.1 0.22 0.1 0.22 0.233 0.087 0.16 0.16 0.16 0.16 0.16 1 1 3 3 1 1 3 3 2 2 3.215 0.785 2 2 2 60 60 60 60 120 120 120 120 90 90 90 90 126.46 53.538 90 ISSN 0866 - 7056 TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển 2.5. Dụng cụ đo, kiểm tra độ nhám Máy đo độ nhám bề mặt Mitutoyo SJ-210. Hình 1.3. Gá và đo độ nhám bề mặt. 2.6. Kết quả thực nghiệm Bảng 1.5. Kết quả thực nghiệm trên máy tiện CNC (Haas TL2): Lượng tiến dao: S Chiều sâu cắt: t Vận tốc cắt V (mm/v) (mm) (mm/phút) Lần1 Lần 2 Lần 3 Lần1 Lần 2 Lần 3 1 0.1 1 60 9.183 8.129 8.479 0.45 0.458 0.464 2 0.22 1 60 17.278 16.188 15.852 0.225 0.219 0.216 3 0.1 3 60 23.5 24.759 20.17 0.44 0.44 0.435 4 0.22 3 60 26.98 27.197 29.274 0.217 0.212 0.207 5 0.1 1 120 9.503 7.908 8.031 0.29 0.287 0.284 6 0.22 1 120 16.114 18.365 18.464 0.155 0.145 0.135 7 0.1 3 120 20.062 20.113 18.44 0.296 0.296 0.296 8 0.22 3 120 19.061 18.69 16.73 0.153 0.149 0.145 9 0.233 2 90 18.038 16.087 18.199 0.154 0.147 0.14 10 0.087 2 90 11.742 6.997 8.669 0.358 0.348 0.353 11 0.16 3.215 90 17 17.932 21 0.21 0.206 0.202 12 0.16 0.785 90 14.701 15.765 10.516 0.205 0.21 0.2 13 0.16 2 126.46 13.705 11.042 13.049 0.198 0.196 0.19 14 0.16 2 53.538 13.172 13.929 13.8 0.321 0.319 0.316 15 0.16 2 90 14.5 13.61 12.5 0.206 0.205 0.2 TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn 93 TT Độ nhẵn bề mặt (Rz) ISSN 0866 - 7056 Chi phí điện năng (KW/h)  Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển Trên mỗi một chế độ cắt: Lượng tiến dao S, chiều sâu cắt t, vận tốc cắt V, đều thực hiện qua 3 mẫu thí nghiệm: lần 1, lần 2, lần 3. Bảng 1.6. Bảng giá trị hàm chi phí điện giữa thực nghiệm Y2 và lý thuyết Ŷ2 TT lần 1 lần 2 lần 3 Y2 Sj 2 Ŷ2 S j (â) 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 0.45 0.225 0.44 0.217 0.29 0.155 0.296 0.153 0.154 0.358 0.21 0.205 0.198 0.321 0.206 0.458 0.219 0.44 0.212 0.287 0.145 0.296 0.149 0.147 0.348 0.206 0.21 0.196 0.319 0.205 0.464 0.216 0.435 0.207 0.284 0.135 0.296 0.145 0.14 0.353 0.202 0.2 0.19 0.316 0.2 0.457 0.220 0.438 0.212 0.287 0.145 0.296 0.149 0.147 0.353 0.206 0.205 0.195 0.319 0.204 0.000049 0.000021 0.000008 0.000025 0.000009 0.000100 0.000000 0.000016 0.000049 0.000025 0.000016 0.000025 0.000017 0.000006 0.000010 0.451 0.222 0.437 0.211 0.287 0.146 0.293 0.155 0.139 0.362 0.205 0.208 0.191 0.324 0.202 0.000046 0.000005 0.000003 0.000000 0.000000 0.000001 0.000007 0.000040 0.000059 0.000079 0.000002 0.000006 0.000017 0.000029 0.000004 ∑ S (â) = 0.000298 n ∑S = j=1 2 j n 0.000378 Hình 1.4. Đồ thị liên hệ Độ nhám và chi phí điện năng. 94 ISSN 0866 - 7056 TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn j=1 2 j 2 Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển Nhận xét: Với lượng tiến dao S=0.16 mm/v và chiều sâu cắt t=2mm với vận tốc cắt V=90 mm/ ph thì ta nhận được kết quả là độ nhám bề mặt thấp nhất. Nghĩa là chế độ cắt S, V, t, như vậy, là tối ưu trên máy Tiện Haas TL2 CNC khi gia công vật liệu C45. Đây cũng là kết quả nghiên cứu của bài báo này về chế độ cắt ảnh hưởng đến độ nhám và chi phí điện năng riêng trên máy Tiện Haas TL2 CNC. 3. KẾT LUẬN - Bài báo đã nghiên cứu sự ảnh hưởng đồng thời của các yếu tố chế độ cắt như vận tốc cắt V, chiều sâu cắt t, bước tiến dao S đến độ nhám bề mặt cũng như chi phí điện năng bằng phương pháp thực nghiệm. Tìm được mối quan hệ giữa chúng, làm cơ sở cho việc lựa chọn chế độ cắt hợp lý, tận dụng được khả năng và công suất máy hữu ích khi gia công chi tiết dạng trục trên máy tiện CNC và tiến tới tối ưu hóa quá trình tiện. - Mối quan hệ giữa hàm độ nhám cũng như hàm chi phí điện năng với các thông số (S, t, V) của chế độ cắt trong miền khảo sát ở dạng bậc 2. Trong miền khảo sát: 0,087 ≤ S ≤ 0,233 0,785 ≤ t ≤ 3,215 53,538 ≤ V ≤ 126,462 = 6.845 tại điểm M (0.087, 0.785 , 64.2) và trị tối ưu cho hàm chi phí điện năng Ŷ2− min = 0.134 tại điểm M (0.233, 1.71, 101.9) - Nếu xét về trị tối ưu cho hàm đa mục tiêu Φ = α Y1 + βY2 sẽ tùy theo giá trị tỷ trọng của α mà ta có được các trị tối ưu cho hàm Ŷ1− min và Ŷ2− min . Có thể thấy rằng, trong tất cả các trường hợp đều thể hiện quy luật: khi trị hàm độ nhám giảm đi thì trị tăng lên, tức là nếu chọn chế độ cắt để cho độ nhám nhỏ đi thì cần chi phí điện tăng lên. Điều này phù hợp với thực tế. - Kết quả trên được xác định trong điều kiện thực nghiệm nhất định, chưa xét đến sự ảnh hưởng của các yếu tố khác như độ mòn dao, tính chất vật liệu gia công khác nhau, độ cứng vững của hệ thống công nghệ … Do đó, khi sử dụng cần tham khảo thêm sự ảnh hưởng của một số yếu tố liên quan. Tài liệu tham khảo: [1]. Nguyễn Ngọc Đào, Hồ Viết Bình, Phan Minh Thanh; Cở sở công nghệ chế tạo máy, NXB. Đại học Quốc gia TP.Hồ Chí Minh, 2004. [2]. Hồ Viết Bình; Công nghệ chế tạo máy, NXB. Đại học Quốc gia TP.Hồ Chí Minh, 2008. [3]. ThS. Trần Quốc Hùng, Giáo trình dung sai kỹ thuật đo, NXB. Đại học & THCN, 2012 [4]. Silent Tools - Application guide - Sandvik coromant. [5]. https://vn.misumi-ec.com/vona2/fs_machining/ Thì trị tối ưu cho hàm độ nhám Ŷ1− min  ISSN 0866 - 7056 TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn 95 Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển ỨNG DỤNG PHƯƠNG PHÁP MÔ PHỎNG SỐ DỰ ĐOÁN NHIỆT ĐỘ PHÂN BỐ TRÊN TRỤC CHÍNH MÁY TIỆN APPLYING NUMERICAL SIMULATION TO PREDICT TEMPERATURE DISTRIBUTION IN HORIZONTAL LATHE SPINDLE Ngô Thị Thảo, Thân Văn Thế Khoa Cơ khí, Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Hưng Yên TÓM TẮT Sai số do sự tăng nhiệt độ trên trục chính máy tiện chiếm một phần đáng kể trong sai số chung của máy. Trong nghiên cứu này sẽ ứng dụng phương pháp mô phỏng số để dự đoán nhiệt độ phân bố trên trục chính máy tiện. Mô hình ba chiều của trục chính sẽ được xây dựng dựa trên mô hình thực tế. Các thiết lập điều kiện ban đầu và điều kiện biên của mô hình nhiệt được thực hiện dựa trên phần mềm COMSOL. Sau khi giải bài toán, nhiệt độ phân bố trên toàn bộ trục sẽ thu được. Kết quả chỉ ra rằng, nhiệt độ tại vị trí lắp các vòng bi cao hơn các vị trí khác. So sánh nhiệt độ dự đoán và nhiệt độ đo từ camera nhiệt cho thấy chúng có sự tương đồng tốt. Ngoài ra, nhiệt độ tại một số vị trí thay đổi theo thời gian cũng được đưa ra. Nhiệt độ thu được sẽ là cơ sở quan trọng cho việc tính toán biến dạng nhiệt trên trục chính máy tiện. Từ khóa: Trục chính máy tiện, nhiệt độ, COMSOL. ABSTRACT Error due to increasing temperature in lathe spindle is significantly contributed on total machine errors. This research applies a numerical simulation method to predict temperature distribution in the lathe spindle. A three-dimentional of the spindle is contructed based on actual model. Setting initial and boundary conditions for the thermal model are implimented by COMSOL Mutiphisics software. After solved the thermal model, the temperature distribution in whole the spindle are obtained. Results show that temperature at bearing location is higher than that of other. Comparision of predicted and camera measured temperatures indicates that they have a good agreement. In addition, temperature-dependent of several locations are also presented. The acquired temperature is useful information for calculating thermal deformation in the lathe spindle. Keywords: Lathe spindle, temperature, COMSOL. 96 ISSN 0866 - 7056 TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển 1. GIỚI THIỆU này. Theo định luật bảo toàn năng lượng ta có: Trong quá trình nghiên cứu và xem xét ảnh hưởng của nhiệt đến trục chính, nhiều nhà khoa học đã xây dựng các mô hình nhiệt để dự đoán nhiệt độ phân bố trên trục chính. Bossmanns cùng các cộng sự [1] sử dụng phương pháp sai phân hữu hạn để mô hình hóa quá trình truyền nhiệt và tìm ra nhiệt độ phân bố trên trục ở trạng thái quay. Dựa trên khả năng tính toán nhanh của máy tính, Holkup và cộng sự [2] đề xuất việc kết hợp phương pháp phần tử hữu hạn và mô hình điện trở nhiệt để xây dựng một mô hình hệ thống trục chính và phân tích nhiệt độ tăng trên nó. Tác giả Yang [3] áp dụng phương pháp phần tử hữu hạn để nghiên cứu quá trình tăng nhiệt độ và giãn dài do nhiệt của trục. Huang và cộng sự [4] sử dụng phần mềm ANSYS để xây dựng mô hình nhiệt cho trục chính tốc độ cao. Trong các nghiên cứu trên, các tác giả xem xét và xây dựng mô hình nhiệt cho máy phay và chỉ xem xét riêng trục chính, bỏ qua ảnh hưởng của bệ máy. Và các trục này được thực nghiệm trong phòng thí nghiệm. Trong bài báo này, nhóm tác giả thực hiện xây dựng mô hình nhiệt cho trục chính máy tiện cùng bệ máy bằng phần mềm COMSOL. (1) Quá trình truyển năng lượng có thể mô tả bằng phương trình sau: (2) Ở phương trình trên T và t là nhiệt độ trên trục và thời gian. k,ρ và c là hệ số dẫn nhiệt (44.5 w/m.K), khối lượng riêng (7850kg/m3) và nhiệt rung riêng (475 J/kg.K). Do nhiệt độ tăng trên trục không quá lớn nên các hệ số này coi như là hằng số. là độ lớn của nguồn nhiệt sinh ra trên vòng bi trong quá trình quay. Lượng nhiệt sinh ra phụ thuộc vào kích thước vòng bi, tốc độ, tải trước, tải ngoài…. Theo Harris [5], lượng nhiệt sinh ra trên vòng bi có thể xác định thông qua các công thức thực nghiệm sau: (3) q = 1.047 × 10−4 nM Trong công thức trên, q là tổng nhiệt sinh ra trên 1 vòng bi (W); n là tốc độ quay của trục chính (v/p); và M là tổng mô men ma sát của vòng bi (N.mm). Điều kiện ban đầu và điều kiện biên được mô tả qua các phương trình sau: 2. XÂY DỰNG MÔ HÌNH NHIỆT Nhiệt độ ban đầu: T=T∞ khi t=0 Để xây dựng mô hình nhiệt ta cần dựa trên cơ sở lý thuyết về truyền nhiệt trong khối và đối lưu ra không khí. Sau đó các thiết lập điều kiện ban đầu và điều kiện biên sẽ được chuyển sang mô hình trên phần mềm COMSOL. Điều kiện biên: Tại mặt đối lưu cưỡng bức. (4) Tại mặt đối lưu hỗn hợp. (5) 2.1. Cơ sở lý thuyết của quá trình truyền nhiệt Hình 1, mô tả trục chính máy tiện thực tế và sau khi được thiết kế lại với sự lược bỏ một số kết cấu nhỏ và phức tạp. Một mô hình truyền nhiệt 3 chiều sẽ được sử dụng cho nghiên cứu ISSN 0866 - 7056 TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn 97  Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển for Ở các phương trình trên, chỉ số dưới s, si, so và ∞ biểu thị cho bề mặt ngoài trục, vòng trong, vòng ngoài vòng bi và môi trường xung quanh. ε và ς là hệ số hấp thụ nhiệt (SCM440 đặt bằng 0.2) và hằng số Stefan-Boltzmann (5.67E-8W/m2.K4); hfo, hna và hTa là hệ số đối lưu cưỡng bức, đối lưu tự nhiên và đối lưu của vùng xoáy Taylo. Cách tính toán các hệ số được thực hiện thông qua các công thức sau: (7) Ở đây, kair và D là hệ số dẫn nhiệt của không khí và kích thước danh nghĩa của đối tượng xem xét. là giá trị trung bình của hệ số Nusselt cho từng dạng đối lưu sẽ khác nhau. Tương ứng cho quá trình đối lưu cưỡng bức, theo công thức thực nghiệm [6], giá trị của hệ số Nusselt được xấp xỉ bởi công thức: (10) Ở công thức trên, Ta và f là hệ số Taylor và tham số hình học. 2.2. Mô hình hóa quá trình tuyền nhiệt trên phần mềm COMSOL Việc giải bài toán truyền nhiệt cho kết cấu phức tạp của trục chính máy tiện bằng phương pháp giải tích là rất khó khăn. Vì vậy trong nghiên cứu này, phần mềm mô phỏng số comsol được ứng dụng để mô hình hóa và giải bài toán truyền nhiệt. Trước hết, mô hình 3D của trục chính máy tiện được thiết kế bằng phần mềm Solidwoks; sau đó được đưa vào trong phần mềm Comsol. Hình 1 mô tả kết cấu của trục chính đã đơn giản hóa với việc bỏ qua các lỗ nhỏ gân. Tính chất của vật liệu các chi tiết trên trục được liệt kê trong Bảng 1. (8) Đối lưu tự nhiên ở trên thân trục chính có hướng nằm ngang. Vì vậy, giá trị của hệ số Nusselt được tính theo công thức [7] sau: (9) Quá trình hình thành dòng xoáy Taylor do khe hẹp giữa thân và trục quay trên trục chính. Theo công thức thực nghiệm trong tài liệu [8], hệ số Nusselt được tính như sau: 98 ISSN 0866 - 7056 Hình 1. Mô hình 3D trục chính máy tiện. TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển Bảng 1. Tính chất vật liệu của trục chính máy tiện: Tên vật liệu Khối lượng riêng (kg/m3) Hệ số dẫn nhiệt W/(mK) Nhiệt rung riêng kJ/(kgK) Mô đun đàn hồi (GPa) Hệ số Possion Lõi trục SCM415 7850 46.6 460 208 0.23 Các điều kiện biên của quá trình truyền nhiệt cho từng vùng trên trục chính được mô tả chi tiết trên Hình 2. Chúng ta thấy có hai nguồn nhiệt tại vị trí lắp vòng bi phía trước và sau. Các vùng đối lưu khác nhau sẽ có hệ số đối lưu tương ứng. Hình 3 mô tả việc chia lưới phần tử với 34724 phần tử (gồm 2 loại: Tứ diện và tam giác). Hình 2. Điều kiện biên của mô hình nhiệt. Hình 3. Mô hình chia lưới phần tử. Thân SCM440 7800 43 450 208 0.23 Vòng bi SUJ2 7830 46 470 208 0.23 Bi Ceramic 3200 30 850 300 0.26 Chi tiết khác S45C 7830 47 480 207 0.25 3. KẾT QUẢ VÀ THẢO LUẬN Sau khi giải mô hình nhiệt, ta thu được nhiệt độ phân bố trên trục chính máy tiện như Hình 4. Kết quả cho thấy, nhiệt độ tại vị trí lắp vòng bi phía sau có giá trị cao nhất. Nhiệt độ tại vị trí này cao hơn là do đây chính là vị trí nguồn nhiệt. Mặt khác, do có lực từ bộ truyền đai nên tổng lực tác dụng lên vòng bi sau lớn hơn vòng bi trước; Điều này ảnh hưởng tới mô men ma sát trong công thức tính nhiệt. Và cuối cùng dẫn tới nhiệt lượng sinh ra trên vòng bi sau lớn hơn. Nhiệt độ biến đổi theo thời gian tại một số điểm trên trục được trích xuất và thể hiện trên Hình 5. Ta thấy, nhiệt độ cao nhất ở trạng thái ổn định khi chạy với tốc độ 4000v/p sẽ đạt khoảng 360C tại vị trí vòng ngoài của vòng bi phía sau. Nếu giảm tốc độ xuống còn 2000v/p thì nhiệt độ này sẽ giảm còn khoảng 30.50C. Kết quả này cho thấy nhiệt độ trên trục chính máy tiện chịu ảnh hưởng lớn của việc thay đổi tốc độ. Nhiệt độ ổn định dự đoán ở tốc độ 4000v/p được so sánh với nhiệt độ ghi nhận được bằng camera nhiệt. Kết quả chỉ ra sai lệch giữa nhiệt độ lớn nhất đo được và nhiệt độ dự đoán sai khác nhau 0.50C (36-35.50C). Điều này chứng tỏ mô hình nhiệt xây dựng trong nghiên cứu này rất phù hợp với mô hình thực tế. Các hệ số và điều kiện ban đầu, điều kiện biên được  tính toán và áp dụng chính xác. ISSN 0866 - 7056 TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn 99 Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển Hình 4. Nhiệt độ phân bố khi cân bằng với vận tốc 4000v/p. giải mô hình được thực hiện dựa trên phần mềm mô phỏng số COMSOL. Kết quả nhiệt độ phân bố trên trục cũng như sự biến đổi nhiệt độ theo thời gian, tốc độ của một số điểm trên trục đã được tìm ra. Nhiệt độ ổn định trên trục ở tốc độ 4000v/p đã được kiểm chứng thông qua nhiệt độ đo bằng camera nhiệt. Nhiệt độ tìm được ở trong nghiên cứu này sẽ là thông tin hữu ích trong quá trình bù sai số nhiệt cho trục chính, từ đó nâng cao độ chính xác gia công của máy tiện. Tài liệu tham khảo: Hình 5. Nhiệt độ thay đổi theo thời gian của một số điểm trên trục. Hình 5. Nhiệt độ đo thu được từ camera. 4. KẾT LUẬN Mô hình truyền nhiệt của trục chính máy tiện đã được xây dựng thành công trong nghiên cứu này để dự đoán nhiệt độ phân bố. Lý thuyết về truyền nhiệt trong vật rắn và quá trình tiêu tán nhiệt ra môi trường thông qua đối lưu đã được xem xét cụ thể. Việc xây dựng và 100 ISSN 0866 - 7056 [1]. Bossmanns, B. and J.F. Tu, A thermal model for high speed motorized spindles. International Journal of Machine Tools and Manufacture, 1999. 39(9): p. 1345-1366. [2]. Holkup, T., et al., Thermo-mechanical model of spindles. CIRP Annals, 2010. 59(1): p. 365-368. [3]. Yang, A.-S., et al., DOE-FEM based design improvement to minimize thermal errors of a high speed spindle system. Thermal Science and Engineering Progress, 2018. 8: p. 525-536. [4]. Jin-Huang Huang, Van-The Than, Thi-Thao Ngo, Chi-Chang Wang, “An inverse method for estimating heat sources in a high speed spindle”, Applied Thermal Engineering, Vol. 105, pp. 65– 76, 2016. [5]. T. A. Harris, Rolling Bearing Analysis: Essential Concepts of Bearing Technology, 5 ed. New York: John Wiley & Sons, Inc, 2007. [6]. Kendoush, A.A., An approximate solution of the convective heat transfer from an isothermal rotating cylinder. International Journal of Heat and Fluid Flow, 1996. 17(4): p. 439-441. [7]. Churchill, S.W. and H.H.S. Chu, Correlating equations for laminar and turbulent free convection from a horizontal cylinder. International Journal of Heat and Mass Transfer, 1975. 18(9): p. 10491053. [8]. Childs, P.R.N. and C.A. Long, A Review of Forced Convective Heat Transfer in Stationary and Rotating Annuli. Proceedings of the Institution of Mechanical Engineers, Part C: Journal of Mechanical Engineering Science, 1996. 210(2): p. 123-134. TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển THIẾT KẾ MÁY HÀN SIÊU ÂM HÀN QUAI KHẨU TRANG Y TẾ DESIGN AN ULTRASONIC WELDER FOR BONDING HANDLE FACE MASK Lê Quang Thành1, Nguyễn Thanh Hải2, Nguyễn Hữu Lộc2 1 Trường Đại học Giao thông Vận tải TP. Hồ Chí Minh 2 Trường Đại học Bách Khoa, Đại học Quốc gia TP. Hồ Chí Minh TÓM TẮT Hàn siêu âm có nhiều ứng dụng trong công nghiệp và trong đời sống thực tế. Các sản phẩm sử dụng hàn siêu âm phổ biến như quẹt gas, tã trẻ em, đồ chơi, cục sạc USB… Bài báo này trình bày thiết kế máy hàn siêu âm sử dụng hàn quai khẩu trang y tế đơn giản, tiện lợi và chế tạo nhanh chóng trong điều kiện dịch virus Covid-19. Thiết kế gồm 1 hệ hàn siêu âm sử dụng tần số 20 kHz, công suất 1200W và 1 xy lanh khí nén. Từ khóa: Hàn siêu âm, khẩu trang, dây quai, vải không dệt. ABSTRACT Ultrasonic welding is applied in industrial and real life. Popular products made by ultrasonic welding can be listed as gas lighter, toys, USB charger etc. This work present a design for ultrasonic welding applied for bonding the handle of face mask. This design is very simple, conforatable and rapid manufacture in case of Covid-19 virus desease. The structure involves an ultrasonic welding system with 20 kHz and 1200 W, and air cylinder. Keywords: Ultrasonci welding, face mask, handle, nonwoven. 1. GIỚI THIỆU 2. NỘI DUNG Công nghệ hàn siêu âm được ứng dụng từ những năm 1960 trên thế giới. Ở Việt Nam, hàn siêu âm ứng dụng trong vài dây chuyền và hệ thống từ cuối những năm 1990. Những năm 2000, hàn siêu âm xuất hiện nhiều hơn trong các dây chuyền đóng gói, bao bì, hàn chi tiết nhựa khối, hàn vải không dệt, hàn tả trẻ em…Bài báo này trình bày một thiết kế máy hàn siêu âm đơn điểm, đơn giản, tiện lợi và chế tạo nhanh chóng trong điều kiện dịch virus Covid-19. Máy hàn gồm một hệ siêu âm tần số 20 kHz, công suất 1200 W và một xy lanh khí nén. Nguyên lý hàn siêu âm được trình bày trong Hình 1. Nguồn phát siêu âm nhận tín hiệu dao động điện 50 Hz để tạo thành tín hiệu dạo động điện 20 kHz. Tín hiệu dạo động điện này được truyền đến Bộ chuyển đổi thạch anh để biến dao động điện thành dao động cơ học cùng tần số. Dao động này có biên độ nhỏ sẽ được khuếch đại lớn hơn nhờ Bộ khuếch đại. Dao động này lại tiếp tục được khuếch đại trên bề mặt làm việc của khuôn hàn. Khuôn hàn sẽ được ép xuống vật hàn nhờ xy lanh khí nén. Vật hàn bị chèn ép giữa khuôn và đe sẽ sinh  ISSN 0866 - 7056 TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn 101 Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển nhiệt dưới tác động của dao động siêu âm nên sẽ chảy ra. Mối hàn sau đó được hình thành do vật hàn đông đặc lại. Để thiết kế khuôn hàn siêu âm, phần mềm CARD sẽ được sử dụng. Vật liệu làm khuôn hàn là thép crom có thành phần hóa học như Bảng 1. Vận tốc truyền sóng siêu âm trong thép là 5100 m/s và hệ số Poisson là 0.28. Từ đó, hình dạng khuôn hàn được thiết kế sơ bộ 2D như Hình 2. Chiều dài khuôn hàn là 122.7 mm ứng với 20 kHz. Bảng 1: Thành phần thép làm khuôn hàn Thành phần С Si Mn Ni Cr % 0.36-0.44 0.17-0.37 0.5-0.8 <0.3 0.8-1.1 Hình 2. Hiệu chỉnh chiều dài khuôn hàn bằng phần mềm CARD. Hình 3. Mô phỏng phần tử hữu hạn hệ hàn siêu âm. Đối với hàn dây quai khẩu trang, biên dạng mối hàn được hình thành do hình dạng đe quy định. Trong trường hợp này, hình dạng đe hàn như Hình 4. Hình 1. Nguyên lý hàn siêu âm. Khuôn hàn và hệ chuyển đổi tần số dao động điện thành dao động cơ được mô phỏng bằng phần mềm Abaqus để đánh giá hình dạng tối ưu, ứng suất cực đại và biên độ dao động trên bề mặt làm việc, Hình 3. Ứng suất xuất hiện tại những vị trí có độ giãn dài lớn nhất do siêu âm cõ giãn liên tục theo chu kỳ 20 kHz. 102 ISSN 0866 - 7056 Hình 4. Biên dạng đe hàn. Việc thao tác hàn cần diện tích và vị trí thuận lợi. Do đó, mặt bàn gỗ máy may được sử dụng. Khung nhôm định hình được sử dụng như khung cơ khí. Đe hàn được gắn với xy lanh TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển khí nén nhằm tạo lực hàn đủ lớn để làm nóng chảy dây quai khẩu trang, Hình 5. 3. KẾT LUẬN Bài báo trình bày một thiết kế máy hàn siêu âm ứng dụng hàn dây quai khẩu trang y tế đơn giản, tiện lợi và chế tạo nhanh chóng, đáp ứng nhu cầu ngày càng tăng trong tình hình sử dụng khẩu trang rất lớn như hiện nay.  Tài liệu tham khảo: Hình 6. Thiết kế 3D máy hàn dây quai khẩu trang. Sau khi thực hiện thiết kế và chế tạo, sản phẩm hàn dây quai khẩu trang như Hình 6. [1]. Nguyễn Hữu Lộc; “Cơ sở Thiết kế máy”, Đại học Quốc gia TP. Hồ Chí Minh. [2]. Lê Hiếu Giang, Nguyễn Thị Hồng Minh, “Công nghệ Thủy lực và Khí nén”, Đại học Quốc gia TP. Hồ Chí Minh. Hình 6. Khẩu trang và mối hàn dây quai.  ISSN 0866 - 7056 TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn 103 Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển NGHIÊN CỨU ẢNH HƯỞNG CỦA CHẤT LƯỢNG ĐƯỜNG ĐẾN HIỆU QUẢ PHANH Ô TÔ BẰNG MÔ HÌNH ĐỘNG LỰC HỌC 3D RESEARCH ON THE EFFECT OF ROAD QUALITY ON BRAKING EFFICIENCY OF CARS BY 3D DYNAMIC MODEL Nguyễn Thanh Tùng1, Võ Văn Hường2, Cao Hùng Phi1 1 Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long 2 Trường Đại học Bách khoa Hà Nội TÓM TẮT Bài báo trình bày kết quả nghiên cứu ảnh hưởng của chất lượng đường đến hiệu quả phanh ô tô trên 3 loại đường có hệ số bám khác nhau. Tác giả sử dụng phương pháp tách cấu trúc và phương trình Newton-Euler để thiết lập hệ phương trình động lực học ô tô bằng mô hình không gian. Sử dụng phần mềm Matlab-simulink để khảo sát ảnh hưởng của chất lượng đường đến hiệu quả phanh ô tô. Kết quả nghiên cứu cho thấy, khi ô tô chạy trên đường thẳng ở vận tốc 80km/h, phanh mức MB=MBmax, với đường có hệ số bám φxmax=[0,9; 0,7] thì hiệu quả phanh ô tô đạt yêu cầu, ô tô chuyển động ổn định; đường có hệ số bám thấp φxmax=0,5 thì hiệu quả phanh ô tô đạt khoảng 80% yêu cầu, ô tô bị trượt, chuyển động không ổn định. Từ khoá: Phanh; Hiệu quả phanh; Hệ số bám. ABSTRACT The paper presents the research results on the effect of road quality on braking efficiency of cars on three types of roads with different coefficient of grip. The authors use the method of structural separation and the Newton-Euler equation to set the system of dynamic equations of cars by 3D dynamic model. Matlab-simulink software is used to examine the effect of road quality on braking efficiency of cars. The results show that, when cars move on straight lines at the speed of 80km/h, braking level MB=MBmax, with roads having a coefficient of grip φxmax=[0,9; 0,7], the braking efficiency is satisfactory and the cars are moving smoothly; If the road has a coefficient of grip φxmax=0,5, the braking efficiency will be about 80% of the requirements; the cars are slided and the movement will be unstable. Keywords: Brake, braking efficiency, coefficient of grip. 104 ISSN 0866 - 7056 TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển 1. ĐẶT VẤN ĐỀ Ô tô thường bị mất ổn định chuyển động và gây tai nạn khi phanh, nhất là khi phanh trên được đường ướt, đường có hệ số bám thấp. Vì vậy, tác giả nghiên cứu ứng với những loại đường khác nhau thì lái xe phải phanh như thế nào cho an toàn và hiệu quả. Giả định cho ô tô chạy ổn định trên đường thẳng ở vận tốc 80km/h, rồi phanh với cường độ bằng 100% mô men phanh định mức = MB M = FGϕ x max rd . Quá trình khảo sát B max được thực hiện trên ba loại đường có hệ số bám khác nhau φxmax=[0,9 0,7 0,5]. 2. MÔ HÌNH KHẢO SÁT Hệ phương trình động lực học ô tô trong mặt phẳng đường (XOY) như sau: xc − ψ c y c ) = Fxij − Fwx ( mc + m Ai )(   yc + ψ c xc ) = Fyij − Fwy ( mc + m Ai )(   J ψ = ( F + F )l − ( F + F )l + ( F − F )b + ( F − F )b y 21 y 22 2 y11 y12 1 x11 x12 1 x 21 x 22 2  zc c (2) (3) Hệ phương trình động lực học ô tô trong mặt phẳng thẳng đứng (XOZ) như sau: zc − ϕc xc ) = FCij + FKij mc (   '  J ycϕc= ( FC1 j + FK 1 j )l1 − ( FC 2 j + FK 2 j )l2 + Fwx1( hw − hc ) + Fxij ( hc − ri ) (4) (5) Hệ phương trình động lực học ô tô trong mặt phẳng ngang (YOZ) như sau:  J xc βc = ( FCi 2 − FCi1 + FKi 2 − FKi1 )wi  m Ai (zAi + β Ai y Ai ) = FCLij + FKLij − FCij − FKij  = y Ai − β Ai z Ai ) Fyij m Ai (    ( FCi1 − FCi 2 + FKi1 − FKi 2 )wi + ( FCLi 2 − FCLi1 )bi − Fyij ( rij + ξ Aij )  J Axi β Ai = Để nghiên cứu hiệu quả phanh ô tô, tác giả xây dựng mô hình không gian mô tả động lực học ô tô như hình (1). ( 1) (6 ) (7 − 8 ) ( 9 − 10 ) ( 11 − 12 ) Các phương trình từ (1) đến (3) là phương trình mô tả chuyển động của ô tô trong mặt đường, là phản ứng của ô tô khi lái xe tăng tốc, phanh hoặc quay vô lăng, là cơ sở để đánh giá hiệu quả phanh. Để giải được hệ phương trình đó ta cần xác định các lực dọc và ngang tác dụng lên bánh= xe Fxij F= Fzijϕ yij . zijϕ xij ; Fyij Hệ số bám của các bánh xe ϕ xij được xác định bằng mô hình lốp [4], các lực tương tác lốpđường được xác định bằng mô hình động lực học bánh xe như hình (2) [3]. Ô tô du lịch 2 cầu, mỗi cầu có 1 bánh xe bên trái và 1 bánh xe bên phải, ta có phương trình động lực học của 4 bánh xe trong mặt phẳng dọc như sau: J Ayijϕij = M Aij − M Bij − Fxij rdij ( 13 (13-16) Hình 1. Mô hình động lực học ô tô. Dựa vào phương pháp tách cấu trúc và sử dụng phương trình Newton-Euler [1, 2] để thiết lập hệ phương trình động lực học phanh ô tô gồm 16 phương trình, cụ thể như sau:  Hình 2. Sơ đồ động lực học bánh xe. ISSN 0866 - 7056 TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn 105 Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển 3. KẾT QUẢ KHẢO SÁT Sử dụng phần mềm Matlab-Simulink để khảo sát động lực học phanh ô tô. Cho ô tô chạy ổn định trên đường thẳng ở vận tốc 80 km/h, rồi phanh với mômen MB = MBmax = FGφxmaxrd. Khảo sát trên 3 loại đường có hệ số bám khác nhau là φxmax = [0,5; 0,7; 0,9]. Đường màu đỏ ứng với trường hợp φxmax = 0,5; đường màu xanh lá cây ứng với trường hợp φxmax = 0,7; đường màu xanh dương ứng với trường hợp φxmax = 0,9. Hình (3) biểu diễn mô men chủ động và mô men phanh đầu vào của cầu bị động phía trước (đường màu đỏ) và cầu chủ động phía sau (đường màu xanh). Một số kết quả khảo sát ảnh hưởng của hệ số bám đến hiệu quả phanh ô tô trên đường thẳng ở vận tốc 80 km/h như sau: Hình (4) là đồ thị gia tốc phanh của ô tô. Ta thấy, gia tốc phanh của ô tô khi phanh trên đường có hệ số bám cao φxmax = 0,9 thì gia tốc phanh đạt khoảng 7,1m/s2 hiệu quả phanh đạt 100% yêu cầu theo tiêu chuẩn ECE-R13 của Châu Âu (a ≥ 5,8m/s2). Trên đường có hệ số bám trung bình φxmax = 0,7 thì gia tốc phanh khoảng 6,0m/s2 hiệu quả phanh đạt yêu cầu. Khi phanh trên đường có hệ số bám thấp φxmax =0,5 thì gia tốc phanh đạt khoảng 4,6m/s2 hiệu quả phanh đạt khoảng 80% yêu cầu theo tiêu chuẩn ECE-R13 [5]. Hình 5. Hệ số trượt dọc bánh trước. Hình 3. Mô men chủ động và mô men phanh. Hình 6. Hệ số trượt dọc bánh sau. Hình 4. Gia tốc phanh ô tô. 106 ISSN 0866 - 7056 Hình (5, 6) biểu thị hệ số trượt của các bánh xe cầu trước và cầu sau theo thời gian. Đối với các bánh xe cầu trước khi phanh trên đường có hệ số bám φxmax = [0,5; 0,7; 0,9] thì hệ số trượt đều nhỏ hơn 10%, nên các bánh xe TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển làm việc trong vùng đàn hồi tuyến tính, lúc này truyền lực giữa bánh xe và đường là truyền lực khớp-đàn hồi, do đó các bánh xe làm việc ổn định, như (hình 5). Âu; Với đường có hệ số bám thấp φxmax=0,5 thì các bánh xe cầu sau cũng bị bó cứng và trượt hoàn toàn, hiệu quả phanh đạt khoảng 80% yêu cầu theo tiêu chuẩn ECE-R13 [5]. Tương tự, đối với các bánh xe cầu sau (hình 6) khi phanh trên đường có hệ số bám cao và trung bình φxmax=[0,9; 0,7] thì hệ số trượt nhỏ hơn 10%, các bánh xe làm việc ổn định. Còn khi phanh trên đường có hệ số bám thấp φxmax = 0,5 thì các bánh xe bị bó cứng và trượt hoàn toàn, hệ số trượt đạt giá trị tối đa 100%. Tài liệu tham khảo: 4. KẾT LUẬN Khi ô tô chạy trên đường thẳng ở vận tốc 80 km/h rồi phanh với mức 100%, mô men phanh định mức, với đường có hệ số bám cao và trung bình φxmax=[0,9; 0,7] thì ô tô chuyển động ổn định và an toàn, hiệu quả phanh đạt yêu cầu theo tiêu chuẩn ECE-R13 của Châu [1]. Võ Văn Hường và các tác giả (2014); Động lực học ô tô, NXB. Giáo dục Việt Nam. [2]. Reza N. Jazar (2005); Vehicle Dynamics. Springer Newyork. [3]. Werner Schielen (2007); Dynamical Analysis of Vehicle Systems, CISM Courses and Lectures, vol. 497, Springer Wien NewYork. [4]. Dieter Ammon (1997); Modellbilung und Systementwicklung in der Fahrzeug-dynamik. B.G Teubner Stuttgart. [5]. The international Braking Regulation of the UNO-Economic Commission for Europe in Geneva - ECE-Regulation No. 13, ECE-R13, Vehicle Regulations 2004.  ISSN 0866 - 7056 TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn 107 Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển NGHIÊN CỨU THỰC NGHIỆM CHUYỂN ĐỔI ĐỘNG CƠ XĂNG SỬ DỤNG BỘ CHẾ HÒA KHÍ SANG PHUN XĂNG ĐIỆN TỬ AN EXPERIMENTAL RESEARCH ON CONVERTING GASOLINE ENGINES USING A CARBURETOR INTO AN ELECTRONIC FUEL INJECTION SYSTEM Nguyễn Thanh Tùng, Cao Hùng Phi, Lương Văn Vạn Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long TÓM TẮT Bài báo trình bày kết quả nghiên cứu chuyển đổi động cơ xăng sử dụng bộ chế hòa khí sang hệ thống phun xăng điện tử. Tác giả đã tính toán lượng nhiên liệu cần thiết cung cấp cho động cơ, từ đó tính toán lựa chọn hệ thống phun xăng phù hợp để thay thế cho bộ chế hòa khí; kiểm tra đánh giá nồng độ khí thải, suất tiêu hao nhiên liệu, công suất, momen của động cơ Toyota 5A-F sử dụng bộ chế hòa khí và hệ thống phun xăng điện tử. Kết quả chuyển đổi động cơ Toyota 5A-F sử dụng bộ chế hoà khí sang hệ thống phun xăng điện tử sẽ giúp động cơ tăng công suất khoảng 18%, tăng momen khoảng 15%, tiết kiệm nhiên liệu khoảng 27,6%, nồng độ CO giảm khoảng 32%, nồng độ HC giảm khoảng 93%. Từ khoá: Động cơ xăng; Bộ chế hòa khí; Hệ thống phun xăng điện tử. ABSTRACT The paper presents the research results on converting gasoline engines using a carburetor into an electronic fuel injection system. The authors have calculated the amount of fuel needed to supply the engines, thereby calculating to choose a suitable fuel injection system to replace a carburetor; checking and evaluating exhaust gas concentration, fuel consumption, power, torque of Toyota 5A-F engine using a carburetor and an electronic fuel injection system. Results show that, when converting Toyota 5A-F engine using a carburetor into an electronic fuel injection system, it will help the engine increase its capacity by about 18%, the torque by 15%, save fuel by 27.6%, decrease the CO concentration by about 32%, and HC concentration by about 93%. Keywords: Gasoline engines, caburetor, electronic fuel injection system. 1. ĐẶT VẤN ĐỀ Theo Cục Đăng kiểm Việt Nam, tính đến tháng 11/2019 cả nước có 3.629.365 ô tô đang lưu hành, trong đó còn khoảng 80.000 ô tô sử dụng bộ chế hòa khí [6]. Động cơ xăng 108 ISSN 0866 - 7056 sử dụng bộ chế hòa khí có nhiều nhược điểm như: Tiêu hao nhiều nhiên liệu, công suất thấp, khả năng tăng tốc kém, đặc biệt là mức độ gây ô nhiễm môi trường rất cao. Do đó, tác giả nghiên cứu tính toán và đề xuất phương pháp chuyển đổi động cơ xăng sử dụng bộ chế hoà TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển khí sang sử dụng hệ thống phun xăng và đánh lửa điện tử; thực nghiệm chuyển đổi động cơ Toyota 5A-F sử dụng bộ chế hoà khí sang sử dụng hệ thống phun xăng và đánh lửa điện tử; nghiên cứu đánh giá các chỉ tiêu ô nhiễm, tốc độ, công suất, mômen và suất tiêu hao nhiên liệu của động cơ Toyota 5A-F sử dụng bộ chế hoà khí và sử dụng hệ thống phun xăng điện tử. 2. PHƯƠNG PHÁP CHUYỂN ĐỔI Để chuyển đổi động cơ sử dụng bộ chế hòa khí sang phun xăng điện tử tác giả thực hiện theo trình tự như sau: Tính toán lượng nhiên liệu cung cấp cho động cơ, hệ thống phun xăng và đánh lửa điện tử; Tháo bỏ bộ chế hoà khí và hệ thống đánh lửa cũ; Lắp đặt các cảm biến, hệ thống phun xăng và đánh lửa điện tử. Hình 1. Động cơ Toyota 5A-F sử dụng bộ chế hoà khí. Thực hiện 3 phương án chuyển đổi động cơ Toyota 5A-F sử dụng bộ chế hòa khí sang hệ thống phun xăng và đánh lửa điện tử có ECU điều khiển như sau: (i) Phương án 1: Giữ nguyên đường ống nạp cũ (ống nạp ngắn), gia công lỗ lắp vòi phun trên nắp máy gần supap nạp của động cơ, như hình (2). Khối lượng nhiên liệu cần cung cấp cho 1 xy lanh động cơ trong 1 phút được xác định theo công thức (1) như sau [1, 3, 5]: gx = π D 2 SηV ρ K ne 8 L0 (kg/ph) (1) Trong đó: D là đường kính xy lanh (m); S là hành trình của piston (m); ηV là hệ số nạp của động cơ; ρK là khối lượng riêng của không khí (kg/m3); ne là số vòng quay động cơ (v/ph); Lo là lượng không khí lý thuyết cần để đốt cháy hòan tòan 1kg xăng. Tác giả thực nghiệm trên động cơ Toyota 5A-F như hình (1), động cơ có các thông số cơ bản như sau: 4 xy lanh; 16 supap DOHC; Thể tích làm việc của động cơ 1498cc; Hệ thống nhiên liệu sử dụng bộ chế hòa khí 2 họng; Hệ thống đánh lửa tích hợp IIA không có ECU điều khiển; Công suất cực đại 85HP (63kW)/ 6000rpm; Mômen cực đại 122 Nm/ 3600rpm; Tỉ số nén 9,5:1; Đường kính xy lanh 78,7mm; Hành trình piston 77mm. Hình 2. Lắp vòi phun trên nắp máy và sử dụng ống nạp ngắn. (ii) Phương án 2: Lắp vòi phun trên nắp máy gần supap nạp của động cơ, thay đường ống nạp mới dài hơn, như hình (3). Hình 3. Lắp vòi phun trên nắp máy và sử dụng ống nạp dài. (iii) Phương án 3: Lắp vòi phun trên đường ống nạp dài của động cơ, như hình (4).  ISSN 0866 - 7056 TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn 109 Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển Hình 4. Lắp vòi phun trên ống nạp dài. 3. ĐÁNH GIÁ CÁC THÔNG SỐ KỸ THUẬT Để đo nồng độ khí thải của động cơ Toyota 5A-F sử dụng bộ chế hòa khí và phun xăng điện tử bố trí theo 3 phương án như trên ta sử dụng thiết bị chẩn đoán động cơ SCA 3500 của hãng SUN, như hình (5). Hình 5. Đo khí xả động cơ Toyota 5A-F. Kết quả đo nồng độ khí thải của động cơ Toyota 5A-F sử dụng bộ chế hòa khí và 3 phương án phun xăng điện tử được tổng hợp trong bảng (1). Bảng 1. Nồng độ khí thải của động cơ Toyota 5A-F chế hòa khí và EFI: Bộ chế hòa khí Chất thải CO(%) CO2(%) HC(ppm) n=850 (v/ph) 5,17 3,32 7471 n=2500 (v/ph) 4,04 3,68 6732 EFI, ống nạp ngắn, vòi phun lắp trên nắp máy n=850 n=2500 (v/ph) (v/ph) 3,51 2,33 12,2 13,2 509 269 Thực hiện đo lượng tiêu thụ nhiên liệu, công suất, mô men của động cơ bằng thiết bị kiểm tra công suất động cơ MP-100S của hãng Weinlich, như hình (6). EFI, ống nạp dài, vòi phun lắp trên nắp máy n=850 n=2500 (v/ph) (v/ph) 3,41 1,53 4,01 4,14 1143 815 EFI, ống nạp dài, vòi phun lắp trên ống nạp n=850 n=2500 (v/ph) (v/ph) 4,14 2,95 4,23 4,45 1152 881 TCVN 4.5 1200 hòa khí và hệ thống phun xăng điện tử được biểu diễn như hình (7). Hình 6. Thiết bị kiểm tra công suất động cơ MP-100S. Đồ thị lượng nhiên liệu tiêu thụ trong 1 phút của động cơ Toyota 5A-F sử dụng bộ chế 110 ISSN 0866 - 7056 Hình 7. Lượng nhiên liệu tiêu thụ của động cơ. TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển Từ hình 7, ta thấy khi chuyển động cơ Toyota 5A-F sử dụng bộ chế hòa khí sang phun xăng điện tử thì lượng nhiên liệu tiêu thụ trung bình giảm xuống. Lượng nhiên liệu tiêu thụ trung bình của động cơ Toyota 5A-F sử dụng hệ thống phun xăng điện tử, ống nạp ngắn, vòi phun lắp trên nắp máy giảm 27,7% so với sử dụng bộ chế hòa khí; khi sử dụng hệ thống phun xăng điện tử, ống nạp dài, vòi phun lắp trên nắp máy giảm 22,3%; còn sử dụng hệ thống phun xăng điện tử, ống nạp dài, vòi phun lắp trên ống nạp giảm 19,8% so với sử dụng bộ chế hòa khí. Bảng tổng hợp giá trị công suất và momen của động cơ Toyota 5A-F sử dụng bộ chế hòa khí và hệ thống phun xăng điện tử như bảng (2). Bảng 2. Giá trị M, P của động cơ Toyota 5A-F chế hòa khí và phun xăng điện tử: TT nđc (v/ph) 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 1000 1500 2000 2500 3000 3500 4000 4500 5000 5500 6000 Động cơ chế hòa khí P(KW) 7 13 18 24 30 36 41 45 48 49 43 Động cơ EFI ống nạp ngắn, vòi phun trên nắp máy Động cơ EFI ống nạp dài, vòi phun trên nắp máy Động cơ EFI ống nạp dài, vòi phun trên ống nạp M(n.m) P(KW) M(n.m) P(KW) M(n.m) P(KW) M(n.m) 67 83 86 91.6 95.5 99 98 95.5 92 85 69 9 16 22 29 35.5 41 47 52 56 58 50 86 101 105 110 113 114 112 110 107 100 80 10 16 22 28 34 40 45.5 50.5 54 55 47 95.5 101 105 107 108 109 108 107 103 95.5 75 8 14 20 26 33 39 44 49 52 53 45 76.4 89 95.5 99.3 105 106 105 104 99 92 72 Bảng tổng hợp các thông số kỹ thuật của động cơ Toyota 5A-F sử dụng bộ chế hòa khí và hệ thống phun xăng điện tử như bảng (3). Bảng 3. Các thông số kỹ thuật của động cơ Toyota 5A-F: Hình 8. Đồ thị M, P của động cơ Toyota 5A-F chế hòa khí và phun xăng điện tử. Thông số kỹ thuật Động cơ chế hòa khí EFI, ống nạp ngắn, vòi phun trên nắp máy EFI, ống nạp dài, vòi phun trên nắp máy EFI, ống nạp dài, vòi phun trên ống nạp Số vòng quay nmax (v/ph) 6000 6200 6100 6100 Công suất Ne max (KW) 49 58 55 53 Mômen Me max (N.m) 99 114 109 106 Nhiên liệu tiêu thụ Gnltb (g/ph) 86,75 62,75 67,42 69,58 CO (%) 5,17 3,51 3,41 4,14 HC (ppm) 7471 509 1143 1152 Nồng độ khí thải ISSN 0866 - 7056 TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn 111  Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển 4. KẾT LUẬN Việc chuyển đổi động cơ xăng sử dụng bộ chế hoà khí sang hệ thống phun xăng và đánh lửa điện tử, tùy theo kết cấu động cơ ta có thể bố trí vòi phun trên nắp máy hoặc trên đường ống nạp. Phương án bố trí vòi phun trên nắp máy, gần suppap nạp là tối ưu nhất. Khi chuyển đổi động cơ Toyota 5A-F sử dụng bộ chế hoà khí sang phun xăng và đánh lửa điện tử sẽ giúp động cơ tăng công suất khoảng 18%, tăng momen khoảng 15%, tiết kiệm nhiên liệu khoảng 27,6% và giảm ô nhiễm môi trường, nồng độ CO giảm khoảng 32%, nồng độ HC giảm khoảng 93%.  112 ISSN 0866 - 7056 Tài liệu tham khảo: [1]. Richard Stone (2009); Introduction to the internal combustion engine, Dept of Engineering Science University Oxford. [2]. MP 100S engine test bed with MP computer operating instructions, Weinlich Steuerungen. [3]. Nguyễn Tất Tiến (2000); Nguyên lý động cơ đốt trong, NXB. Giáo dục. [4]. The modular gas analyser MGA-1200 operator’s manual, Sun electric Europe. [5]. T.K. Garrett (2006); The motor viehicle, Ceng, FIMechE, MRAeS. [6]. http://www.vr.org.vn/ thong-ke/ Pages/ tong-hopso-lieu-phuong-tien-giao-thong-trong-ca-nuoc. aspx [7]. http:// www.AutoSpeed.com/Injector Flows. TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển KHẢO SÁT ĐỘNG HỌC, ĐỘNG LỰC HỌC THIẾT BỊ LÀM ĐẤT VÀ LÊN LIẾP TRỒNG HÀNH TÍM SURVEY ON KINETICS, DYNAMICS OF SOIL PREPARATION EQUIPMENT AND FURROW MAKING FOR PLANTING PURPLE ONIONS Lê Hồng Kỳ, Nguyễn Hải Đăng Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long TÓM TẮT Bài báo này trình bày kết quả phân tích thiết kế thiết bị làm đất và lên liếp trồng hành tím. Đây là một chuyên đề trong nội dung nghiên cứu thiết kế, chế tạo hệ thống làm đất thuộc đề tài nghiên cứu khoa học cấp Nhà nước. Khảo sát động học và động lực học của thiết bị được tiến hành trên phần mềm Autodesk Inventor Professional. Công việc chế tạo và thử nghiệm đang được tiến hành tại Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long. Từ khóa: Động học; Động lực học; Làm đất; Lên liếp. ABSTRACT This article presents the analysis results on the design of soil preparation equipment and furrow making for planting purple onions, which is a topic in the study of designing and manufacturing the soil preparation system under a scientific research project at the State level. Kinetics and dynamics surveys of the equipment were conducted on Autodesk Inventor Professional software. Manufacturing and testing work is being carried out at Vinh Long University of Technology Education. Keywords: Kinetics, dynamics, soil preparation, furrow making. 1. ĐẶT VẤN ĐỀ Hiện nay, trong sản xuất hành tím ở Đồng bằng Sông Cửu Long vẫn sử dụng phương pháp canh tác truyền thống, thủ công. “Nghiên cứu công nghệ, thiết bị sản xuất rau quả công nghệ cao theo hướng tự động hóa và tương thích điều kiện trồng tại Tây Nam Bộ”, trong đó có hành tím là một đòi hỏi cấp thiết đối với các nhà khoa học. Một trong những nội dung của đề tài nghiên cứu khoa học cấp Nhà nước mà Bộ Khoa học và Công nghệ giao Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long tổ chức thực hiện có chuyên đề nghiên cứu thiết kế, chế tạo hệ thống làm đất và lên liếp trồng hành tím. Bài báo này trình này kết quả thực hiện chuyên đề trên. Việc thiết kế, phân tích mô phỏng động lực học hệ thống thiết bị khâu làm đất và lên liếp được thực hiện bằng phần mềm  Autodesk Inventor Professional, hình 1. ISSN 0866 - 7056 TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn 113 Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển nhà màng (độ lớn một khung nhà màng) để đảm bảo tận dụng không gian sản xuất thích hợp nhất. Từ đây, ta có liếp trồng hành được thiết kế tổng thể cùng với nhà màng và hệ thống tưới như hình 3a. Hình 1. Mô hình hệ thống thiết bị khâu làm đất và lên liếp. Mô hình hệ thống thiết bị khâu làm đất và lên liếp được thiết kế sơ bộ như hình 1. Thành phần cơ bản gồm: Máy kéo cơ sở (1), hệ thống xới đất và lên liếp (2), cơ cấu nâng hạ (3) và bộ phận thu phát laser (4). Đây là cơ sở cho phần phân tích thiết kế, tính toán động học động lực học thiết bị. a) 2. TÍNH TOÁN ĐỘNG HỌC ĐỘNG LỰC HỌC THIẾT BỊ LÀM ĐẤT VÀ LÊN LIẾP TRỒNG HÀNH TÍM Nhiệm vụ của cơ cấu làm đất là làm tơi lớp đất, sau đó được lên các liếp định hình cùng với rãnh phân chia, hình 2. Cơ cấu công tác hoạt động được là nhờ kết nối với với máy kéo Kubota có công suất 30.5 Hp, mô men xoắn 101.1 Nm, số vòng quay 540 vòng/phút qua trục công suất, tải trọng thiết kế của thiết bị là 306 kg, sơ đồ kết cấu động học như hình 3b. Hình 2. Đất, làm đế và lên liếp trồng hành tím. Cơ sở để thiết kế, chế tạo máy lên liếp trồng hành tím kích thước liếp với kích thước 114 ISSN 0866 - 7056 b) Hình 3. Cơ sở tính toán thiết bị. 2.1.Tính toán, phân tích và mô phỏng động học, động lực học Với tốc độ trục công suất 540 vòng/ phút, vận tốc đầu vào để khảo sát mô phỏng sẽ là: Từ khối lượng tính toán của thiết bị (m = 306kg), chiều sâu lớp đất cần xới (h2 = 0,2m) và khoảng cách từ trục xới tới mặt đất làm (h1=0,5m), tính được lực cản của đất tác dụng lên cơ cấu công tác Fc = 28326,7 (N). TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển i) Bộ truyền bánh răng côn Với các thông số trục công suất, tải khi làm việc và lực cản của đất tác dụng lên cơ cấu tính toán thiết kế được HGT đơn giản, với kết quả: Số răng các bánh răng Zdv=22 và Z1=12, góc ăn khớp giữa hai bánh răng α =900, góc côn chia δ1= 11o54’, δ2= 78005’. Khi đó, tỉ số truyền u sẽ là [2]: Từ các giá trị đã cho ở trục vào, trong môi trường Autodesk Inventor Professional, tính toán được các giá trị công suất (Power, P), tốc độ (Speed, n) và moment (Torque, T) cũng như các giá trị thông số liên quan ở trục bánh răng số 2 (Gear 2), tức là trục ra (trục I) như trên hình 4 [5]. Các giá trị cơ bản nhận được gồm: Công suất P1= 27,450 kW, số vòng quay n1 = 5281,5 vòng/phút, moment T1=49,631 N.m và vận tốc v1= 27,8m/s. ii) Bộ truyền động xích Chuyển động từ trục (I) qua bộ truyền động xích tới trục công tác (trục II, như hình 3b). Tính toán bộ truyền động ta có: Zx1= 14 , Zx2= 11 và: Lực vòng có ích của bộ truyền: Khi đó, lực tác dụng lên trục công tác: Hình 5. Thông số tính toán truyền động bộ truyền động xích. Tương tự, trong môi trường Autodesk Inventor Professional ta tiếp nhận được: Công suất P2= 26,901 kW, số vòng quay n2 = 4527,04 vòng/phút, moment T2=56.745 N.m và vận tốc v2= 24,748m/s, như thể hiện trong hình 5. 2.2. Phân tích động học và động lực học cơ cấu làm đất Sau thiết lập khớp từ các ràng buộc giữa các chi tiết và đặt thông số đầu vào cho mô phỏng, tiến hành mô phỏng chuyển động với tốc độ đầu vào là 3240 deg/s để kiểm tra hoạt động của cơ cấu máy công tác như hình 6. Hình 6. Thiết lập các khớp và thông số mô phỏng. Hình 4. Thông số tính toán truyền động hộp giảm tốc. Tỉ số truyền của truyền động xác định bởi: Với các thông số đầu vào từ trục công suất đến cơ cấu công tác, kết quả phân tích lực tác dụng, ứng suất và chuyển vị của thiết bị được thể hiện trên hình 7, ta nhận được ứng suất lớn nhất σmax≈ 0.118 Mpa, ứng suất nhở nhất σmin≈ 0,0236MPa, chuyển vị nằm trong  ISSN 0866 - 7056 TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn 115 Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển khoảng 90,86÷16,17 mm và độ an toàn vẫn còn nằm trong vùng cho phép. Hình 7. Lực tác dụng và kết quả phân tích động học và động lực học cơ cấu làm đất. Đồ thị trên hình 8, thể hiện kết quả mô phỏng động học, động lực học cơ cấu làm đất được khảo sát làm việc xới đất 1 liếp với chiều dài L=25m, trong khoảng thời gian 10p/liếp thể hiện trên hình 8, bao gồm: Vận tốc, vị trí dao động, lực tác động lên cơ cấu. Đồ thị vận tốc cho thấy, lúc mới khởi động tốc độ vọt lố tốc độ từ tốc độ trục chính truyền qua hộp giảm tốc, nhưng sau đó tốc độ này đã được ổn định sau khoảng 0,05h chuyển động, với chuyển động từ nhanh dần đều sang chuyển động đều và đến hết thời gian khảo sát là chuyển động chậm dần đều. Dao động biến đổi phụ thuộc vào lực tác động và vận tốc khảo sát nhưng không đáng kể, lực sinh ra cũng nằm trong vùng giới hạn cho phép. việc tính toán thiết kế, tính toán động học, động lực học của cơ cấu cũng tương tự. Hình 9. Bản vẽ thiết kế cấu cơ cấu lên liếp dạng tấm gạt. Với tấm ốp, ta thấy chuyển vị tập trung cao nhất tập trung ở phần phía lắp đặt bộ truyền xích, ứng suất lớn nhất σmax≈ 367e MPa và ứng suất nhở nhất σmin≈ 258e MPa. Hình 10. Kết quả phân ứng suất, chuyển vị, độ an toàn của tấm ốp cơ cấu lên liếp. Đồ thị như hình 11 cho thấy chuyển động ổn định (từ đứng yên, chuyển động nhanh dần đều đạt tốc độ cố định và kết thúc khảo sát là chuyển động chậm dần đều), mô men có tác động gần như bằng không, có rung động nhưng khi chạy được khoảng 0,1h thì cơ cấu hoạt động ổn định. Thông qua các thông số khảo sát ta thấy cơ cấu vẫn đảm bảo tính ổn định và an toàn khi làm việc. Hình 8. Đồ thị mô phỏng động lực học cơ cấu làm đất trồng hành tím. 2.3. Phân tích động học và động lực học cơ cấu làm lên liếp Hình 11. Đồ thị kết quả phân tích động học của cơ cấu làm đất trồng hành tím. Về kết cấu động học, cơ cấu làm lên liếp hoàn toàn tương tự cơ cấu làm đất (hình 3b), khác biệt ở đây là có thêm tấm ốp định hình liếp đất và tạo rãnh như hình 9. Vì vậy, Kết quả tính toán, phân tích bền và động học đã giúp cho việc hoàn thiện thiết kế và chế tạo. Hiện thiết bị đang trong giai đoạn thử nghiệm. 116 ISSN 0866 - 7056 TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển 3. KẾT LUẬN Bài báo trình bày kết quả phân tích động học và động lực học của cơ cấu làm đất và lên liếp trồng hành tím. Kết quả phân tích đã giúp cho việc hoàn thiện thiết kế và mô phỏng chuyển động, cải tiến chế tạo. Cùng với việc thử nghiệm thiết bị trong những điều kiện làm việc khác nhau, nhóm nghiên cứu hoàn thiện hồ sơ, xúc tiến các thủ tục kiểm nghiệm thiết bị làm đất, lên liếp trồng hành tím, nhằm hoàn thành đúng tiến độ đề tài nghiên cứu cấp Nhà nước: “Nghiên cứu công nghệ, thiết bị sản xuất rau quả công nghệ cao theo hướng tự động hóa và tương thích điều kiện trồng tại Tây Nam Bộ”. Tài liệu tham khảo: [1]. Trịnh Chất, Lê Văn Uyển; Tính toán thiết kế hệ dẫn động cơ khí tập 1, 2; NXB. Giáo dục Việt Nam, Hà Nội, 2009. [2]. Nguyễn Trọng Hiệp, Nguyễn Văn Lẫm; Thiết kế chi tiết máy”; NXB. Giáo dục Việt Nam, Hà Nội, 1999. [3]. A. J. Lemanski, Vertol Div, The Boeing Co.; Gear Design; SAE Technical Paper 680381, 1968, doi:10.4271/680381. [4]. Lê Hồng Kỳ, Nguyễn Hải Đăng; Khảo sát động học, động lực học xe lăn điện leo cầu thang, Tạp chí Cơ khí Việt Nam, trang 52, Hà Nội, 2017. [5]. Nguyễn Văn Cường, Lê Hồng Kỳ, Mạc Thị Bích; Phân tích thiết kế và mô phỏng động lực học cơ cấu máy; NXB. Khoa học & Kỹ thuật, Hà Nội, 2018. [6] N. D. J. T. c. P. t. K. h. v. C. n. Sơn; Lựa chọn máy xới đất tùy thuộc vào điều kiện sử dụng; vol. 9, no. 8, pp. 37-41, 2006. [7] T. G. Tharoon T, Dr. Tamilselvam P,Aravind Raj A; Design and Fabrication of Rotary Tiller Blade; International Research Journal of Engineering and Technology, vol. 4, no. 1, pp. 1007-1012, 2017. [8] K. Mollazade, H. Ahmadi, R. J. I. J. o. A. Alimardani, and B. Engineering; Optimal design of rotary tiller; vol. 2, no. 2, pp. 1-7, 2009. [9] S. K. Mandal, B. Bhattacharyya, S. Mukherjee, and P. J. I. J. o. S. R. i. K. Chattopadhyay; Design & Development of Rotavator blade: Interrogation of CAD Method; vol. 1, no. 10, p. 439, 2013.  ISSN 0866 - 7056 TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn 117 Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển NGHIÊN CỨU NỘI ĐỊA HÓA MÁY KÉO NÔNG NGHIỆP THACO TẠI VIỆT NAM RESEARCH ON AGRICULTURAL TRACTOR LOCALIZATION THACO IN VIETNAM Nguyễn Thanh Quang Trường Đại học Công nghiệp Hà Nội TÓM TẮT Việc ứng dụng cơ giới hóa trong nông nghiệp góp phần quan trọng giảm giá thành và nâng cao hiệu quả kinh tế của sản xuất. Máy kéo nông nghiệp là nguồn động lực phổ biến trong các hoạt động cơ giới hóa nông nghiệp. Thị trường máy kéo nông nghiệp Việt Nam bao gồm các máy kéo nhập khẩu chiếm đa số và một phần chế tạo trong nước. Nhằm tăng thị phần của các máy chế tạo trong nước và đáp ứng nhu cầu về thay thế các linh kiện phụ tùng thì vấn đề phát triển công nghiệp phụ trợ là rất quan trọng. Nội dung của bài báo này trình bày những nghiên cứu về vấn đề nội địa hóa máy kéo nông nghiệp, tập trung vào phân tích quá trình khai thác sử dụng máy kéo dựa vào tiêu chuẩn ASAE Standards, 2000b của tổ chức American Society of Agricultural Engineers và phân tích những yêu cầu của quá trình chế tạo máy kéo dựa vào năng lực kỹ thuật trong nước. Kết quả của nghiên cứu đã thu được một số dữ liệu khoa học kỹ thuật đề xuất đến quá trình chế tạo máy kéo nông nghiệp tại Công ty TNHH MTV Sản xuất Máy nông nghiệp Trường Hải. Từ khóa: Máy kéo nông nghiệp; Tuổi thọ thay thế; Sản xuất nội địa; Tiêu chuẩn ASAE. ABSTRACT The application of mechanization in agriculture plays an important role in reducing costs and improving the economic efficiency of production. Agricultural tractors are a popular driving force in agricultural mechanization activities. The majority of Vietnam's agricultural tractor market are imported goods, with a small portion domestically manufactured. To increase the market share of domestic manufacturing machines and meet the demand for replacement of spare parts, the issue of developing auxiliary industries is very important. The content of this paper presents studies on the localization of agricultural tractors, focusing on analyzing the process of exploitation and use of tractors based on ASAE Standards, 2000b of American Society of Agricultural Engineers. Other results are analysis of the requirements of tractor manufacturing process based on domestic technical capability. The results of the research have collected some scientific and technical data to propose the process of manufacturing agricultural tractors at Truong Hai Agricultural Machinery Manufacturing One Member Co., Ltd. Keywords: Agricultural Tractor, Replacement Age, Domestic Manufaturing, ASAE Standards. 118 ISSN 0866 - 7056 TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển 1. MỞ ĐẦU Ở Việt Nam, máy kéo nông nghiệp đã được quy định bởi các tiêu chuẩn kỹ thuật nhằm đảm bảo khai thác hiệu quả và an toàn trong sử dụng, [1,2,3,4]. Trong công nghiệp sản xuất lắp ráp máy kéo chưa có quy định riêng nên chúng ta có thể sử dụng chung với ô tô. Những quy định về sản xuất lắp ráp ô tô và cách xác định tỷ lệ nội địa hóa thay đổi đáp ứng sự phát triển của thị trường. Khi thị trường ô tô trong nước còn thấp, tỷ lệ nội địa hóa (N) tính theo giá trị bằng cách lấy tỷ lệ giá trị của ô tô hoàn chỉnh (Z=100%) trừ đi tỷ lệ phần trăm I (%) của tổng giá trị linh kiện nhập khẩu [5]. Giai đoạn tiếp theo đã có nhều nhà máy sản xuất lắp ráp ô tô, N được tính theo điểm căn cứ vào mức độ rời rạc hóa các cụm, chi tiết [6,7,8]. Khi thị trường ô tô lớn lên, vấn đề nội địa hóa phát triển thành ngành công nghiệp phụ trợ. Tham gia vào Hiệp định Thương mại hàng hóa ASEAN (ATIGA), các chi tiết nội địa hóa được tính theo xuất xứ trong khu vực. Khi đó, một hàng hóa được coi là có xuất xứ ASEAN tính theo hàm lượng giá trị khu vực RVC (Regional Value Content) [9]. Có hai cách tính RVC gián tiếp và trực tiếp, Việt Nam áp dụng phương pháp tính gián tiếp [10]. Nội địa hóa được phát triển phù hợp với mỗi giai đoạn phát triển kinh tế xã hội. Thực hiện nội địa hóa sẽ giảm giá thành sản phẩm, chủ động cung cấp phụ tùng và tạo thêm việc làm cho người lao động. 2. GIÁ TRỊ SỬ DỤNG CỦA CÁC CHI TIẾT MÁY KÉO Giá trị sử dụng của máy kéo được tính là phí khấu hao khi nó làm việc với một nhiệm vụ cụ thể và tính theo công thức (1) [11,12,13]. D = (P - S) /N (1) Trong đó, P là giá mua ban đầu trừ giá lốp xe, dây cáp hoặc các bộ phận khác chịu tỷ lệ hao mòn lớn nhất và dễ dàng thay thế mà không ảnh hưởng đến tình trạng cơ học chung của máy. N là thời gian, tính theo giờ hoạt động, hoặc tính theo năm. N được xác định bằng số ngày làm việc mỗi năm và số giờ làm việc ước tính mỗi ngày. Đối với máy kéo hoạt động rất ít giờ mỗi ngày, tuổi thọ của thiết bị có thể rất dài khi đó cần kiểm tra các điều kiện cụ thể về tính hợp lý của phép ước tính. S là giá bán còn lại. Giá này sẽ rất khác nhau trên toàn thế giới. Các yếu tố có ảnh hưởng lớn nhất đến việc bán lại hoặc trao đổi giá trị là số giờ trên máy tại thời điểm bán lại hoặc trao đổi, loại công việc và điều kiện vận hành theo đó làm việc, và tình trạng vật lý của máy. Tuổi thọ công việc của máy càng ngắn thì tỷ lệ mất giá trị trong một năm càng cao. Trong máy kéo nông nghiệp, 40 đến 50 % giá trị của máy sẽ bị mất trong quý đầu tiên của vòng đời của máy và từ 70 đến 75 % giá trị sẽ bị mất tại nửa vòng đời của máy. Khi đó, giá bán còn lại thường được ước tính là 10 đến 20 % của giá mua ban đầu. Giá trị sử dụng của các chi tiết máy kéo có thể được tính theo phương trình (2). Dn = V-Vn+1 (2) Trong đó: Dn là tỷ lệ khấu hao trong năm tính toán, n là tuổi của chi tiết máy trong năm tính toán, Vn là giá trị còn lại của chi tiết vào cuối năm thứ n. Tính toán cho máy kéo Kubota L4508, động cơ D2203-M-DI công suất 45HP, trọng lượng đầu máy 1370 kg, hệ thống lái trợ lực thủy lực, hộp số cơ khí 8 số tiến và 4 số lùi, bơm thủy lực công tác 29,4 lit/phút, móc treo 3 điểm loại I, bộ truyền lực PTO tốc độ cực đại/  ISSN 0866 - 7056 TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn 119 Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển số vòng quay động cơ 750/2373 vòng/phút. Giả thiết giá ban đầu của máy kéo là 28500 USD, chi phí khấu hao bắt đầu từ năm thứ nhất là 10% bằng 2850 USD, tổng chi phí lãi xuất là 30%, chi phí vốn hàng năm bằng 80% của giá trị ban đầu. Giá trị sử dụng của máy kéo được căn cứ vào tính toán khấu hao tài sản cố định theo quy định của Bộ Tài chính và ta chọn thời gian tính toán trung bình là 10 năm sử dụng trên đồng ruộng Đồng bằng Bắc bộ [18]. Các kết quả tính toán gồm chi phí khấu hao hàng năm, lãi suất đầu tư hàng năm và chi phí vốn hàng năm giảm dần, ngược lại chi phí vốn lũy kế tăng dần, các kết quả tính toán nêu trong bảng 1. Ở đây, chi phí vốn hàng năm được cộng thêm chi phí nhiên liệu, công lao động và thay thế linh kiện phụ tùng của máy kéo. Bảng 1. Kết quả tính toán chi phí hoạt động của máy kéo đã qua sử dụng Kubota L4508 (Các chi phí được tính theo giá trị *100USD): Năm thứ 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 Chi phí khấu hao hàng năm (Annual depreciation costs – AnDC) 28.5 23.2 19.11 17.23 14.51 12.15 11.5 10.12 8.3 6.77 Trên đồ thị hình 1 cho thấy, để có được giá trị cao còn lại của máy kéo sau 10 năm sử dụng, một trong những biện pháp là giảm chi phí vốn hàng năm, trong đó có việc thay thế các linh kiện phụ tùng bằng cách làm chủ công nghệ thiết kế chế tạo nội địa hóa. 120 Lãi suất đầu tư hàng năm (Annual interest of investment AnII) 8.55 6.96 5.733 5.169 4.353 3.645 3.45 3.036 2.49 2.031 Chi phí vốn hàng năm (Annual capital costs AnCC) Chi phí vốn lũy kế (Accumulated capital costs AcCC) 51.3 41.76 34.398 31.014 26.118 21.87 20.7 18.216 14.94 12.186 51.3 93.06 127.458 158.472 184.59 206.46 227.16 245.376 260.316 272.502 Hình 1. Biểu đồ tổng chi phí của máy kéo Kubota L4508. ISSN 0866 - 7056 TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển 3. PHÂN CHIA MÁY KÉO THEO CỤM TỔNG THÀNH Căn cứ vào tính năng sử dụng và công nghệ chế tạo để phân chia chi tiết máy kéo. Theo tính năng sử dụng trên máy kéo gồm có: (1) Động cơ, (2) Hệ thống truyền lực và cầu sau, (3) Cụm vỏ, (4) Cầu trước và hệ thống lái, (5) Cabin/ hoặc mái che và ghế ngồi, (6) Hệ thống điện và tín hiệu, (7) Cụm thủy lực nâng hạ, (8) Cụm máy công tác, (9) Vành đĩa bánh xe trước, sau và lốp cao su, hình 2 [19]. b) Tấm sàn và chắn bùn c) Giá treo dạng hộp d) Thân HTTL dạng hộp Hình 2. Phân chia theo tính năng sử dụng của máy kéo 50HP do Thaco thiết kế. e) Thân hộp cầu sau Theo công nghệ chế tạo gồm có: (1) Cụm chi tiết dạng tấm vỏ mỏng (bao gồm các chi tiết của cụm 4 và 5 ở trên), (2) Các chi tiết dạng hộp (bao gồm thân động cơ, thân vỏ hộp số, cầu sau, cầu trước, hộp lái), (3) Chi tiết dạng trục (các trục trong động cơ, hộp số, cầu xe), (4) Chi tiết dạng bánh răng (các bánh răng trong động cơ, hộp số, cầu sau hộp trích công suất và bơm thủy lực), (5) Các chi tiết dây điện và hệ thống điện, tín hiệu, (6) Cụm máy công tác, hình 3 [19]. f) Thân hộp cầu trước g) Các chi tiết trục a) Tấm che động cơ và cabin  h) Các chi tiết bánh răng ISSN 0866 - 7056 TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn 121 Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển 4. PHÂN TÍCH CÔNG NGHỆ CHẾ TẠO CHI TIẾT BÁNH RĂNG VÀ TRỤC Bánh răng và trục là các chi tiết truyền lực chính trên máy kéo. Yêu cầu làm việc của bánh răng cần có độ bền cao khi chịu tải trọng tĩnh và động của mô men xoắn, uốn và ma sát mài mòn. Độ chính xác gia công của các bánh răng rất cao tránh gây ồn và rung động. Các trục và bánh răng cần được cân bằng tĩnh và động. Chế tạo các bánh răng và trục thường gồm những bước công nghệ chính: Lựa chọn vật liệu; tạo phôi; gia công cơ khí; nhiệt luyện; kiểm tra. i) Đĩa bánh xe và lốp j) Bánh lồng 4.1. Vật liệu chế tạo bánh răng và trục Các vật liệu chế tạo bánh răng và trục trên ô tô, máy kéo thường là loại thép hợp kim với mác thép tươnhg ứng các nước Nga: 18XΓT, Trung Quốc: 20CrMnTi (hoặc 20CrMn), Nhật: SCr420H hoặc SCM822H, Mỹ: AISI/SAE/G: 5120/6120/612. Thành phần hóa học của thép nêu trong bảng 2, [20]. k) Cụm treo m) Máy công tác Hình 3. Phân chia theo công nghệ chế tạo của máy kéo 50HP do Thaco thiết kế. Bảng 2. Thành phần mác thép chế tạo bánh răng và trục trong máy kéo: C% Si % Mn % P% S% Cr % Ni % Mo % Cu % 0.2065 0.3185 0.9594 0.0031 0.0073 1.0719 0.0525 0.0190 0.1538 V% Al % Ti % Co Nb % Sn % W% Zr % Fe % 0.0120 0.0424 0.0665 - 0.0026 0.0050 0.0050 - 97.073 122 ISSN 0866 - 7056 TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển Phân tích cơ tính và tổ chức tế vi vật liệu mẫu là bước quan trọng giúp cho triển khai công nghệ phù hợp. Tiến hành lập sơ đồ phân bố độ cứng và phân tích tổ chức tế vi vật iệu theo tiết diện ngang của răng là tiết diện chịu lực lớn nhất. Các mẫu thương ứng là mẫu 1 của Trung Quốc, mẫu 2 của Nhật Bản và mẫu 3 của Nga, [21]. từ đó giảm được giá trị đầu tư máy móc công nghệ. a) Phôi rèn nóng bánh răng trung gian cài số b) Phôi rèn nguội bánh răng trung gian cài số Hình 5. Bánh răng trung gian cài số trên máy kéo nông nghiệp. 4.3. Công nghệ tạo phôi bánh răng vành chậu và bánh răng vi sai Hình 4. Phân tích vật liệu trên các bánh răng mẫu. 4.2. Công nghệ tạo phôi vấu bánh răng trung gian cài số Bánh răng trung gian trong hộp số máy kéo trên đó có các vấu cài răng, hình 5. Thông thường cần những máy chuyên dụng để gia công các vấu răng này. Một phương pháp giới thiệu là sử dụng công nghệ dập định hình trong khuôn kín. Có hai loại khuôn dập, khi sử dụng khuôn dập nóng (hot forging), các vấu răng cần gia công tiếp theo để tạo biên dạng chính xác và nhiệt luyện tạo độ cứng yêu cầu, hình 5.a. Trường hợp sử dụng công nghệ dập nguội (cold forging) có thể tạo ra ngay được các vấu răng mà không cần các bước gia công sau đó, hình 5.b. Trường hợp rèn nóng cần máy rèn có công suất thấp hơn rèn nguội 3 lần, nhưng cần có những máy công nghệ sau đó nên giá thành rèn nóng sẽ cao hơn nhiều so với rèn nguội. Một số công ty trên thế giới còn sử dụng công nghệ rèn ấm (warm forging), phôi rèn được nung tới nhiệt độ trung bình và chuyển sang rèn định hình, giảm các bước công nghệ tiếp theo, và Trong truyền lực chính, bánh răng vành chậu có đường kính lớn và các răng côn biên dạng răng cong. Hiện nay, chưa có công nghệ dập tạo hình ra biên dạng răng loại này nên vẫn theo phương pháp dập tạo phôi đĩa và cắt răng trên máy chuyên dung, sau đó nhiệt luyện và mài tạo độ chính xác bề mặt để nâng cao hiệu suất truyền lực của bộ truyền. Các phôi thép được nung nóng bằng dòng điện cảm ứng khi năng suất cao hoặc nung trong lò than khi làm số lượng nhỏ. Máy dập có công suất rất lớn tới 10 kJ hoặc hơn nữa. Thép làm khuôn loại SKD61 có độ bền nhiệt cao. Phôi đĩa bánh răng sau dập được ủ và thường hóa đạt độ cứng toàn thân phôi 34-46 HRC sẽ đưa sang cắt răng côn răng cong trên máy chuyên dụng và để một lượng dư nhất định cho nguyên công mài sườn răng sau khi nhiệt luyện. Bánh răng truyền lực chính được chế tạo theo từng cặp ăn khớp nên sẽ được đánh dấu theo mỗi cặp chế tạo. Trong khai thác sử dụng, cặp bánh răng này cũng được thay thế theo cặp khi cần thiết. Quy trình công nghệ chế tạo bánh răng vành chậu bằng phương pháp rèn nóng và gia công cơ khí nêu  trên hình 6. ISSN 0866 - 7056 TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn 123 Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển phân tích những sai số trên bề mặt chi tiết, ngay tại đó xác định được sai số hình dáng và sai số kích thước của chi tiết, hình 8. Hình 6. Hình ảnh quy trình công nghệ chế tạo bánh răng vành chậu máy kéo. Các bánh răng vi sai và bán trục có thể dập nóng hoặc dập nguội tạo hình trong khuôn kín. Cấu tạo của bánh răng bán trục và vi sai dạng một nửa hở nên dễ thực hiện làm khuôn và dập. Sử dụng máy dập lớn trên khuôn hở, các bánh răng sẽ được dập định hình tạo răng và sẽ thực hiện bước mài sườn răng sau khi nhiệt luyện, hình 7. Hình 7. Hình ảnh quy trình công nghệ chế tạo bánh răng bán trục máy kéo. 4.4. Công nghệ kiểm tra bánh răng và trục Phương pháp đo độ dài truyền thống vẫn có kết quả tốt trong chế tạo bánh răng và trục nhưng các kết quả sẽ chỉ cho ra những thông số cơ bản nhất, một số thông số cần thiết trong sử dụng chưa được đề cập đến. Phương pháp sử dụng các máy đo thế hệ sau như CMM, máy đo 3 chiều đã cho những kết quả tốt hơn. Tùy theo yêu cầu trong sản xuất mà đầu tư và sử dụng thế hệ máy nào. Ngày nay với sự phát triển của công nghệ mô phỏng, phương pháp kiểm tra bánh răng và trục được sử dụng hiệu quả hơn. Sử dụng phương pháp thiết kế ngược, scan chi tiết bằng máy quét lazer hoặc quang học dựng lên hình ảnh chi tiết và so sánh với bản vẽ thiết kế trên phần mềm chuyên dụng 124 ISSN 0866 - 7056 Hình 8. Những công nghệ kiểm tra bánh răng và trục. 5. PHÂN TÍCH CÔNG NGHỆ CHẾ TẠO CHI TIẾT DẠNG HỘP Những chi tiết dạng hộp trong máy kéo ngoài động cơ gồm có thân vỏ hộp số, cầu sau, cầu trước, hộp lái. Vật liệu của những chi tiết này là gam xám ít được sử dung, gang cầu hoặc thép đúc được sử dụng nhiều hơn. Các chi tiết vỏ cầu, thân cầu, vỏ vi sai và moay ơ bánh xe làm việc chịu tải trọng động nên sử dung gamg cầu FCD450 theo tiêu chuẩn JIS có độ bền cao. Trống phanh có thể sử dụng mác gang xám để tăng ma sát, là mác gang xám có graphít tấm, 100% nền kim loại là péclít, không có xêmentít hoặc các bít tự do. Thông số gang đúc chi tiết dạng hộp hệ thống truyền lực máy kéo nêu trong bảng 3 [21]. Đúc là công nghệ chính tạo phôi các chi tiết dạng hộp. Các khuôn đúc có thể là khuôn mẫu chảy, khuôn kim loại hoặc khuôn gỗ, khuôn cát, cát - thủy tinh, cát nền truyền thống, đúc áp lực cao, đúc áp lực thấp, đúc ly tâm tùy theo sản lượng và khả năng đầu tư của nhà sản xuất, hình 9. Những phần mềm được sử dụng nhiều trong thiết kế và mô phỏng đúc như Procast, Novacast, Magmasoft, JS-CAST. Khi đúc các chi tiết nhỏ có thể sử dụng phần mềm Silica Sol. TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển Hình 9. Một số mẫu gỗ sử dụng để đúc trống phanh và thân hộp vi sai. Bảng 3. Thông số gang đúc chi tiết dạng hộp trên HTTL máy kéo: TT Tên chi tiết 1 Thân HTTL 2 Vỏ cầu sau 3 Moay ơ bánh xe 4 Nửa vỏ vi sai ngoài 5 Nửa vỏ vi sai trong 6 Trống phanh Thành phần (%) 3,62C; 2,01Si; 0,42Mn; 0,031P; 0,020S 3,24C; 1,72Si; 0,54Mn; 0,026P; 0,021S 3,58C; 2,18Si; 0,44Mn; 0,018P; 0,031S 3,56C; 2,20Si; 0,45Mn; 0,035P; 0,028S 3,70C; 2,32Si; 0,49Mn; 0,024P; 0,018S 3,37C; 2,02Si; 0,53Mn; <0,056P;<0,032S Tổ chức (%) Graphít Nền Độ cứng (HB) Cầu 25-15P 75-85F 159 Cầu 2-10P 90-98F 169 8-12P 88-92F 157 15-25P 75-85F 146 Cầu 0-2P 98-100 F 178 Tấm A P 206 Cầu + 45-55 Giun Cầu + 40-50 Giun 6. PHÂN TÍCH CÔNG NGHỆ CHẾ TẠO CHI TIẾT DẠNG TẤM MỎNG Những chi tiết dạng tấm trên máy kéo gồm có vỏ bao che động cơ (nắp ca-pô) thường làm bằng thép tấm chiều dày 1.0 - 2.0 mm; chắn bùn và mái che cabin làm bằng thép tấm dày 2.0 mm hoặc bằng vật liệu composite dày 3.0 4.0 mm. Loại máy kéo có thiết kế cabin với kết cấu thép hộp làm khung và thép tấm là vỏ bao xung quanh cùng các tấm kính chịu lực. Ngoài ra, các tấm mỏng của cụm máy công tác và các Mác gang (JIS) Dự đoán mác gang FCD450: Rm≥450MPa; A5 ≥ 10% FCD400: Rm≥400MPa; A5 ≥ 12% Bán cầu: Rm≥350MPa; A5 ≥ 7% Bán cầu: Rm≥340MPa; A5 ≥ 7% FCD400: Rm≥400MPa; A5 ≥ 12% FC250: Rm≥250MPa giá treo đều làm bằng thép tấm có chiều dày lớn được chế tạo bằng công nghệ cắt và hàn. Loại tấm mỏng bằng vật liệu composite được chế tạo bằng công nghệ riêng. Trong nội dung này chỉ đề cập đến các tấm mỏng có chiều dày 0.3 < t < 3 mm và được chế tạo bằng phương pháp dập. Trong công nghệ dập tấm mỏng thường sử dụng công nghệ với hai nguyên công dập vuốt và ép. Hai thiết bị có giá trị đầu tư lớn là bộ khuôn và máy dập. Tùy theo sản lượng của sản phẩm và đơn vị đầu tư loại khuôn có giá trị khác nhau. Khi sản lượng ít thường sử dụng những  ISSN 0866 - 7056 TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn 125 Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển loại khuôn có tuổi thọ thấp, giá trị thấp. Khi sản lượng cao thì giá trị bộ khuôn rất lớn. Các máy dập thủy lực thường được sử dụng công suất máy lớn, khoảng không gian chiếm chỗ của máy nhỏ hơn các máy cơ khí thông thường. Việc chọn công suất máy căn cứ vào kích thước chiều rộng và chiều dày của tấm mỏng [22,23]. Lực dập lý thuyết dùng để chọn máy tính theo công thức (3). Pt = Pmax + Q (3) Pmax là lực dập vuốt lý thuyết thường tính theo công thức thực nghiệm (4). Pmax = L.t.σb (4) L là kích thước vùng biến dạng (mm); Pmax. t là chiều dày tấm thép; σb là ứng suất bền kéo của vật liệu; Q là lực ép phôi thường bằng (0.10-0.3) Trong tính toán mô phỏng quá trình dập tấm, các phần mềm AutoForm, Dynaform, Hyperform được sử dụng rộng rãi. Vật liệu thép tấm mỏng cán nguội DC04 chế tạo vỏ bao che và bao phủ cabin máy kéo được sử dụng rộng rãi theo tiêu chuẩn Châu Âu EN10130. Thành phần hóa học chính của mác thép DC04 gồm 0.08C%, 0.4Mn%, 0.03P% và 0.03S%. Cơ tính vật liệu gồm ứng suất chảy [σc] ≤ 210 Mpa, ứng suất kéo [σk] ≤ 270-350 Mpa. Kết qủa tính toán lựa chọn công suất máy dập các tấm cabin máy kéo nêu trong bảng 4. Bảng 4. Tính toán lựa chọn máy dập tạo hình các tấm cabin máy kéo: Thông số Lực chặn (tấn) Lực công nghệ (tấn) Hệ số ma sát (μ) Thông số hình học của chi tiết tấm dài x rộng x dày (mm) Dập tạo hình mái cabin 210 637.8 0.15 Dập tấm sàn cabin 180 677.4 0.15 Dập tấm sau cabin 150 658.6 0.15 1000 x 900 x 1.2 1200 x 900 x 1.5 1200 x 900 x 1.2 7. KẾT LUẬN VÀ KIẾN NGHỊ cụm tổng thành mới. Trong tính toán giá trị sử dụng của máy kéo cho thấy tổng chi phí tích lũy trên mỗi giờ hoạt động của máy kéo Kubota L4508 được tính bằng cách chia tổng chi phí tích lũy và giờ hoạt động tích lũy. Tổng chi phí tích lũy tăng theo hàng năm. Sau năm thứ 10 giá trị còn lại của máy kéo là 28500 – 27250 = 1250 USD. Vậy, tuổi thọ hữu ích trung bình của máy kéo là khoảng 10 năm. Một giải pháp tăng giá trị còn lại của máy kéo là thay thế các linh kiện hoặc Hệ thống truyền lực trên máy kéo có vai trò quyết định đến chất lượng và chủng loại máy kéo. Các công nghệ chế tạo bánh răng và trục là những ngành công nghiệp nặng như ngành vật liệu, gia công áp lực để tạo phôi, đúc, gia công cơ khí và nhiệt luyện. Đầu tư chế tạo những chi tiết này cần có đầu tư lớn. 126 ISSN 0866 - 7056 Các chi tiết thân vỏ dạng hộp ít có hao mòn hoặc hỏng hóc nên số lượng thay thế thấp. TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển Các chi tiết tẩm mỏng tạo nên hình dáng, mẫu mã máy kéo phù hợp với yêu cầu sử dụng và thị hiếu của khách hàng. Đầu tư tự chế tạo các chi tiết tấm mỏng từ công nghệ dập là phù hợp với bất kỳ nhà sản xuất nào. Từ các phân tích trên, kiến nghị nội địa hóa các chi tiết trên hình 3 ở trên cho máy kéo Thaco theo quá trình. - Chế tạo các chi tiết dạng tấm: a) Tấm che động cơ và cabin, b) Tấm sàn và chắn bùn. - Chế tạo các chi tiết dạng hộp: c) giá treo dạng hộp, j) Bánh lồng, k) Cụm treo, m) Máy công tác. - Chế tạo các chi tiết hệ thống điện gồm bộ dây điện và đèn tín hiệu. Lời cảm ơn: Xin cám ơn Công ty Cơ khí Chu Lai Trường Hải đã tạo điều kiện cho tác giả được trình bày tại Hội thảo khoa học “Nội địa hóa Máy kéo Nông nghiệp Thaco” và đóng góp sâu sắc cho nội dung nghiên cứu này. Tài liệu tham khảo: [1]. Tiêu chuẩn Việt Nam, TCVN 4297:1986; Máy Nông nghiệp - Bánh lồng. [2]. Tiêu chuẩn Việt Nam, TCVN 5389-1991; Máy kéo và Máy Nông nghiệp, Yêu cầu an toàn chung đối với kết cấu. [3]. Tiêu chuẩn Việt Nam, TCVN 1773-5:1999/ ISO 7895:1983; Máy kéo Nông nghiệp - Phương pháp thử - Phần 5: Công suất ở trục trích công suất (công suất truyền động không cơ học). [4]. Tiêu chuẩn Việt Nam, TCVN 1773-18:1999; Máy kéo Nông - Lâm nghiệp - Phương pháp thử - Phần 18: Đánh giá độ tin cậy sử dụng. [5]. Quy định phân loại sản xuất, lắp ráp ô tô (Ban hành kèm theo Quyết định số 20/2003/QĐ-BKHCN, ngày 31/7/2003 của Bộ tưởng Bộ Khoa học và Công nghệ). [6]. Quyết định số 28/2004/QĐ-BKHCN, ngày 01/10/2004 Về phương pháp xác định tỷ lệ nội địa hóa đối với ô tô. [7]. Quyết định số 05/2005/QĐ-BKHCN ngày 11 tháng 5 năm 2005 về việc sửa đổi, bổ sung quyết định số 28/2004/QĐBKHCN về phương pháp xác định tỷ lệ nội địa hóa đối với ô tô. [8]. Thông tư số 05/2012/TT-BKHCN ngày 12 tháng 03 năm 2012 về phương pháp xác định tỷ lệ nội địa hóa đối với ô tô. [9]. Brian Staples, Lê Thị Hồng Ngọc, Phạm Văn Hồng, (11/2017); Sổ tay quy tắc xuất xứ trong các FTA Việt Nam là thành viên, Báo cáo mã hoạt động: ICB 46, Mutrap EUVietnam – Dự án hỗ trợ chính sách thương mại và đầu tư của Châu Âu. [10]. Thông tư 22/2016/TT-BCT, ngày 03 tháng 10 năm 2016; Thực hiện quy tắc xuất xứ hànghóa trong hiệp định thương mại hàng hóa ASEAN. Phụ lục V - Bộ Công Thương (2016). [11]. ASAE Standards 2000: Standards, Engineering Practices, Data, American Society of Agricultural Engineers, , ISBN 1892769093, 9781892769091, (2000). [12]. Dan Meszler, Nic Lutsey, (2015), Cost Effectiveness of Advanced Efficiency Technologies For Long-Haul TractorTrailers in the 2020-2030 time frame, Meszler Engineering Services and Oscar Delgado, International Council on Clean Transportation – ICCT. [13]. http://www.fao.org/3/t0579e/t0579e05.htm 3. Calculation of machine rates (1.2020). [14]. Markus Lips, Frank Burose, (2012), Repair and Maintenance Costs for Agricultural Machines, ISSN 20473710, International Journal of Agricultural Managemnt, Volume 1 Issue 3, pp 40-46. [15]. Ujang Paman, S. Uchida, S. Inaba, T. Koj, (2008), Factors Affecting Repair Costs of Small Tractor Use in Riau Province, Indonesia, Trop. Agric. (Trinidad) Vol. 85 No.2 April 2008, pp 142-148. [16]. Zoran Mileusnić, Miloš Tanasijević, Rajko Miodragović, Aleksandra Dimitrijević, Mirko Urošević, (2019), Tractor Lifetime Assessment Analysis , Tarım Bilimleri Dergisi Journal of Agricultural Sciences, pp. 197-204. [17]. H. Ahmadi Chenarbon, A. Afsar1 and M. R. Ebrahimzadeh, (2014), Determining Replacement Age of Agricultural Tractor (JD3140) in Varamin Region (case study), African Journal of Agricultural, ISSN 1991-637X, DOI: 10.5897/AJAR11.639, Vol.9(26), pp. 2012-2017. [18]. Thông tư số 45/2013/BTC ngày 25/4/2013 Hướng dẫn chế độ quản lý, sử dụng và trích khấu hao tài sản cố định. [19]. Phạm Xuân Mai, (2019), Nghiên cứu thiết kế máy kéo 04 bánh công suất đến 50HP mang thương hiệu Việt Nam, Hội thảo khoa học, Chu Lai, Thaco ngày 14-12-2019. [20]. Nguyễn Thanh Quang, Lê Hồng Quân, Đỗ Giao Tiến, Đinh Mạnh Cường, Lê Quỳnh Mai, Nguyễn Mạnh Trường, (2008); Sổ tay linh kiện phụ tùng ôtô tải thông dụng, NXB. Khoa học và Kỹ thuật Hà Nội, ISBN 978-604-67-0915-2, trang 96. [21]. Nguyễn Thanh Quang, (2004); Báo cáo khoa học đề tài Nghiên cứu thiết kế chế tạo cụm hộp số cho các loại xe ô tô thông dụng, Đề tài KHCN cấp Nhà nước, mã số KC.05-32. [22]. Nguyễn Mậu Đằng, (2006); Công nghệ tạo hình kim loại tấm, NXB. Khoa học và Kỹ thuật Hà Nội. [23]. Phạm Văn Nghệ, Đỗ Văn Phúc, (2012); Máy búa và máy ép thủy lực, NXB. Giáo dục Hà Nội. ISSN 0866 - 7056 TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn 127  Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển THIẾT KẾ KHUNG CABIN MÁY KÉO NÔNG NGHIỆP THEO TIÊU CHUẨN TCVN 9583:2012 (ISO 5700:2006) DESIGN OF CABIN STRUCTURAL FRAME DESIGN FOR AGRICULTURAL TRACTOR TO TCVN 9583:2012 (ISO 5700:2006) STANDARD Nguyễn Thanh Quang Trường Đại học Công nghiệp Hà Nội TÓM TẮT Cabin tạo nên hình dáng của máy kéo nông nghiệp hiện đại, phù hợp với yêu cầu thẩm mỹ, che mưa nắng để đảm bảo tốt điều kiện vận hành tốt và tránh được rủi ro cho người công nhân lái máy khi có tai nạn xảy ra. Cabin sẽ là một cụm tổng thành được ưu tiên lựa chọn để chế tạo bởi vì nó có cấu tạo từ các tấm kim loại mỏng và khung xương tăng cứng. Cabin cũng chiếm một tỷ trọng khá lớn về giá thành trên toàn máy kéo. Ở trong nước hoàn toàn có thể thực hiện được công việc chế tạo cabin bằng các công nghệ dập tấm mỏng, uốn và hàn các thành để ghép nối thành khung xương. Trong thiết kế cabin máy kéo, chỉ tiêu thiết kế quan trọng được xem xét đến là độ bền khung xương nhằm đảm bảo an toàn cho người lái và sử dụng hợp lý về số lượng và chủng loại vật liệu để tránh lãng phí. Bài báo trình bày nội dung tính toán khung xương của cabin bằng phương pháp phần tử hữu hạn và mô phỏng trong phần mềm Ansys Workbench. Kết quả đã thu được các giá trị ứng suất, biến dạng của khung cabin khi phải chịu các trường hợp tải khác nhau phù hợp với tiêu chuẩn TCVN 9583:2012 (ISO 5700:2006). Từ kết quả này sẽ đưa ra việc lựa chọn được kích thước và chủng loại vật liệu chế tạo khung cabin của máy kéo nông nghiệp. Từ khóa: Cấu trúc cabin máy kéo; Biến dạng; Ứng xuất và lực kéo. ABSTRACT The cabin creates the shape of a modern agricultural tractor, which complies with the aesthetic requirements as well as covers rain and sun to ensure good operating conditions and avoid risks for drivers/ workers when an accident occurs. The cabin will be a pre-selected assembly of components because it is made of thin metal panels and stiffened structure frames. It also accounts for a large percentage of the price of the tractor. In the Vietnamese domestic market, it is completely possible to carry out the production of the cabin by thin sheets stamping, bending and welding technologies to joint parts into a structural frame. In the design of the tractor cabin, an important design target to consider are the ensure safety for the driver, and strength of the structural frame, in order to determine the proper amount and type of materials to avoid waste. The paper presents the content of calculating the cabin's structural frame by finite element method (FEM) and simulation in Ansys Workbench software. The results obtained are the values of stress, deformation of the cabin's structural frame when subjected to different load cases to ISO 5700:2006 Standard. From this result, we would be able to select the size and type of materials to make the chassis of agricultural tractors. Keywords: Cabin Structural Frame of Agricultural Tractor, Deformation, Stress and Strength. 128 ISSN 0866 - 7056 TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển 1. MỞ ĐẦU 3. KẾT QUẢ NGHIÊN CỨU Cấu trúc cabin có ảnh hưởng đến mức độ bảo đảm an toàn khi máy kéo bị va chạm hoặc bị lật. Một loại cấu trúc khung bảo vệ chống lật ROPS (roll-over protective structures) đã được sử dụng rộng rãi trên thế giới. Các nước có nông nghiệp phát triển sử dụng máy kéo có cabin với khung ROPS như một bộ phận quan trọng bảo vệ an toàn và đảm bảo sức khỏe cho người lái làm việc lâu dài. Một nghiên cứu kéo dài 5 năm về 76 trường hợp tử vong do lật máy kéo ở Hoa Kỳ đã xác định tất cả 76 máy kéo này không có ROPS [1]. Theo thống kê năm 2004 ở Hoa Kỳ, trung bình mỗi năm có trên 250 người nông dân, thành viên gia đình và nhân viên nông trại chết hàng năm trong các sự cố liên quan đến máy kéo nông nghiệp, một nửa trong số đó do máy kéo bị lật mà không bảo vệ được người điều khiển [2]. Một tính toán và thí nghiệm loại khung bảo vệ chống lật kiểu ROPS đã đưa ra các kết quả có tính khoa học giúp cho thiết kế và chế tạo loại khung này [3]. Ở Việt Nam, các máy kéo cỡ trung và nhỏ thông thường không có cabin và không có khung bảo vệ chống lật dễ gây ra tai nạn nghiêm trọng cho người công nhân lái máy. 3.1. Thiết kế tổng thể khung cabin máy kéo 2. PHƯƠNG PHÁP NGHIÊN CỨU Sử dụng phương pháp phần tử hữu hạn và phần mềm Ansys Workbench mô phỏng xác định độ biến dạng của mô hình 3-D khung cabin máy kéo nông nghiệp hạng trung 50HP được thiết kế chế tạo ở Việt Nam, đây là loại cabin truyền thống có kiểu khung xương và tấm vỏ gắn liền. Sử dụng cùng điều kiện biên và tải trọng với tính toán của tác giả [3] để so sánh mức độ an toàn của khung cabin này với khung bảo vệ chống lật ROPS. Khung cabin máy kéo 50HP được lựa chọn trong tính toán, thiết kế mô phỏng. Mô hình cabin và khung cabin nêu trong hình 1. Khung cabin có kết cấu chịu lực, các tấm kim loại mỏng được ghép bao che phía ngoài và các khung kính tạo nên cabin hoàn thiện [4]. Kết cấu cabin có thể chế tạo độc lập sau đó đưa lên lắp trên máy kéo hoặc chế tạo trược tiếp trên máy kéo sẵn có. Hình 1. Cabin máy kéo 50HP. 3.2. Xây dựng mô hình phần tử hữu hạn kết cấu khung cabin Ứng dụng phương pháp phần tử hữu hạn (PTHH) phân tích kết cấu khung cabin trong phần mềm Ansys Workbench có 1.761.545 phần tử và 2.625.016 nút với kích thước phần tử là 120mm, hình 2.a. Trên hình 2.b và hình 3.a chỉ ra điều kiện ràng buộc của mô hình, điểm E là vị trí trung tâm của ghế ngồi người lái, nằm trong mặt phẳng trung tuyến của cabin, được cố định bởi lệnh Fixed có tọa độ h = 0.25 m, L = 1.25 m. Các chế độ tải gồm tải tác dụng bên canh, tải theo chiều dọc phía trước, phía sau. Điểm A là vị trí tải bên tác dụng tương ứng với vị trí va chạm khi máy kéo bị lật bên, hình 3.a và hình 3.c. Điểm B trên hình 2.b và hình 3.a,d  ISSN 0866 - 7056 TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn 129 Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển là vị trí tải trước. Điểm C trên hình 2.b và hình 3.a,e là vị trí tải sau và điểm D hình 2.b và hình 3.a,f là vị trí tải trên nóc dùng trong thử nghiệm phá hủy. Một mô hình mở rộng không được quy định trong tiêu chuẩn là mô hình tải tổng hợp đồng thời tại tất cả các vị trí trên, hình 3.a,b. Giá trị của các tải tính với trọng lượng máy kéo F = 3000 kg. Hình 2. Mô hình chia lưới và vị trí ràng buộc điều kiện biên trên khung cabin. Các điều kiện ràng buộc và vị trí tải bên tác dụng giống với thực tế máy kéo khi bị lật bên, khung cabin sẽ bị biến dạng ảnh hưởng trực tiếp đến khoảng không gian cabin, khi có biến dạng quá lớn sẽ gây nguy hiểm đến tính mạng người công nhân lái máy và được mô tả trên mô hình mô phỏng khung cabin thiết kế, hình 3. Trên hình 3.a là vị trí các điều kiện ràng buộc tại điểm E nằm trong mặt phẳng trung tuyến của cabin và tại vị trí ghế ngồi của người lái. Hình 3. Mô hình mô phỏng khung cabin thiết kế. theo phương ngang vào phía bên (tải bên); tác động theo phương dọc phía trước (tải trước) và phía sau (tải sau) của kết cấu khung cabin để xác định tiết diện tối thiểu của khung thép thiết kế đảm bảo cho biến dạng của khung không vượt quá giới hạn với điều kiện quy định trong tiêu chuẩn TCVN 9583:2012 (ISO: 5700:2006) [5] và tiêu chuẩn OECD 4 [6], sơ đồ kết cấu khung được trình bày trên hình 5. 3.3. Phân tích kết quả 3.3.1 Trường hợp tải trọng tĩnh Khi máy kéo bị lật, cabin sẽ chịu tải hỗn hợp còn trong thí nghiệm sẽ thực hiện ở hai chế độ tải trọng tĩnh và động. Tải trọng tĩnh được tạo nên bằng xi lanh lực đến giá trị lực xác định và ổn định. Tải trọng động được tạo ra khi thử nghiệm phá hủy với giá trị lực cực đại bằng Fmax = 20*mt và ổn định tối thiểu trong vòng 5 giây (mt là khối lượng tham chiếu của máy kéo, tính bằng kg) [5]. Kết quả mô phỏng thể hiện cấu trúc khung cabin theo chế độ tải trọng tĩnh tác động 130 ISSN 0866 - 7056 Hình 5. Sơ đồ kết cấu tĩnh khung cabin máy kéo. TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển Các kết quả mô phỏng tương ứng các trường hợp tải khác nhau nêu trong bảng 1 nhận được gồm biến dạng tĩnh của khung (Total Deformation), chuyển vị tương đương (Equivalent Elastic Strain) và ứng suất trong khung (Equivalent (Von-Mises) Stress). Biến dạng tĩnh lớn nhất theo chiều dọc khi chịu tải phía trước hoặc phía sau của cấu trúc tại điểm đặt tải DmaxD (m) được tính bằng công thức (1). DmaxD = X sip − d / 2 − Asip Z sip + Bsip H (1) Xsip là khoảng cách ngang (m) giữa vị trí SIP và mặt phẳng thẳng đứng; Zsip là khoảng cách dọc (m) giữa SIP và mặt phẳng ngang; d là chiều dày của dầm kết cấu (m); H là chiều cao kết cấu (m); Asip và Bsip là các hệ số kết cấu của khung, phụ thuộc vào kích thước của các thanh chịu lực, thường Asip = 0.01-0.05, Bsip = 0.5-1.0. Biến dạng lớn nhất theo chiều ngang khi chịu tải phía bên của cấu trúc tại điểm đặt tải DmaxN (m) được tính bằng công thức (1). DmaxN = WN d − − 0.1 2 2 (2) WN là chiều rộng của kết cấu. So sánh các trường hợp tải bên, tải trước và tải sau theo tiêu chuẩn, Bảng 1, cho thấy trường hợp tải bên nguy hiểm nhất với biến dạng bằng 0.83234 (mm) và ứng suất tương đương bằng 102.38 (Mpa) là lớn nhất. Các trường hợp mô phỏng mở rộng cho ta khi khung cabin chịu tải trên nóc là điều kiện thử nghiệm kết quả biến dạng bằng 1.7437 (mm) lớn nhất còn ứng suất tương đương của trường hợp khung chịu tải hỗn hợp bằng 227.02 (Mpa) là lớn nhất. Bảng 1. Biến dạng tĩnh của kết cấu khung cabin máy kéo: Total Deformation (mm) Equivalent Elastic Strain (mm/mm) Equivalent (VonMises) Stress (MPa) Min Max Min Max Min Max Tải bên (A) 0 0.83234 4.0221e-015 7.1742e-004 2.7079e-010 102.38 Tải trước (B) 0 0.1407 1.499e-015 2.8991e-004 8.9065e-011 43.878 3.3.2. Trường hợp tải trọng thay đổi Mô phỏng khi tải trọng thay đổi nhằm xác định năng lượng biến dạng của khung theo thời gian thực ở các vị trí tải tương ứng phía trước, phía sau và tải bên để xác định khoảng không gian giới hạn an toàn cho người lái, còn trong thí nghiệm dừng tải tác dụng [7] . Tải sau (C) 0 0.11688 9.6913e-016 2.9367e-004 4.7659e-011 44.27 Tải trên nóc Tải hỗn hợp (D) (E) 0 0 1.7437 1.4587 1.1852e-014 7.7459e-015 9.5621e-004 1.2499e-003 6.3249e-010 5.1234e-010 170.33 227.02 Khi chịu tải dọc, tải được áp dụng như trong tiêu chuẩn, năng lượng biến dạng được hấp thụ bởi khung cabin bằng hoặc lớn hơn năng lượng vào cần thiết, Eil1, tính bằng Jun theo công thức (3). Eil1 = 1,4.mt ISSN 0866 - 7056 (3) TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn 131  Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển mt là khối lượng tham chiếu của máy kéo (kg). Khi chịu tải bên, năng lượng gây biến dạng được hấp thụ bởi khung lớn hơn hoặc bằng năng lượng vào cần thiết, Eis, theo công thức (4). Eis = 1,75.mt (4) Khi chịu tải trọng động (trường hợp gây quá tải trong tử nghiệm), năng lượng gây biến dạng được hấp thụ bằng hoặc lớn hơn năng lượng vào yêu cầu một lượng bổ sung Eil2 tính bằng công thức (5) và lực khi đó được duy trì tối thiểu 5 giây. Eil2 = 0,35.mt (5) Lần lượt xác định năng lượng do khung hấp thụ 5 (%), 10 (%) hoặc 15 (%) năng lượng bổ sung, và sẽ giảm tải trọng xuống dưới 3 (%) cho mỗi gia số 5 (%), và sẽ lớn hơn 0,8 Fmax đến khi hấp thụ 20 (%) năng lượng bổ sung. Kết quả mô phỏng nêu trong Bảng 2 cho tổng năng lượng do khung hấp thụ đối với các trường hợp tải trọng khác nhau. So sánh với yêu cầu thiết kế trong Tiêu chuẩn đưa ra tại Bảng A.2 - Yêu cầu năng lượng khắc rãnh chữ V Charpy tối thiểu cho vật liệu của ROPS tại nhiệt độ mẫu thử là -20oC và -30oC thì kết quả mô phỏng của khung cabin thiết kế đạt yêu cầu kỹ thuật [5,7]. Bảng 2. Tổng năng lượng biến dạng của khung hấp thụ: Các trường hợp chịu tải Năng lượng hấp thụ (J) Tải bên (A) 3,7205 Tải trước (B) 0,79374 Tải sau (C) 0,46566 Tải trên nóc Tải hỗn hợp (D) (E) 14,367 12,184 3.3.3. Đánh giá tính chính xác của mô phỏng Có nhiều cách đánh giá tính chính xác của mô phỏng, phương pháp tiêu biểu là Monte Carlo còn gọi là phương pháp mô phỏng nhiều xác suất. Với bài toán kỹ thuật cụ thể ta sử dụng hàm hồi quy tuyến tính để đánh giá. Áp lực trên khung cabin (Alternating Stress - MPa) có thể coi là biến phụ thuộc theo thời gian (Time – s) là biến độc lập, kết quả mô phỏng với hàm hồi quy có R2 = 0.7323 cho thấy mô hình hồi quy tuyến tính này phù hợp với tập dữ liệu ở mức 73% lớn hơn 50% là chấp nhận được, hình 6. Các sai số là do việc cập nhật dữ liệu tải trọng về vị trí, điểm đặt hoặc kích thước của kết cấu các thanh khung cabin hoặc sai lệch của biến độc lập thời gian thực tế khung chịu tải với thời gian mô phỏng trên mô hình nghiên cứu. 132 ISSN 0866 - 7056 Hình 6. Phân bố ứng suất trên khung cabin máy kéo. 3.4. Các kiến nghị Qua phân tích này, để đảm bảo cho máy kéo an toàn và vận hành có hiệu quả, những kiến nghị được đề xuất đến người thiết kế và người vận hành máy kéo, [8], gồm: TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển Thiết kế cần có đủ các tính năng an toàn gồm khung cabin bảo vệ người lái. Trước khi mua, người mua máy kéo cần xem xét bất kỳ rủi ro nào mà máy kéo có thể gây ra tại nơi làm việc. Vận hành máy kéo: Trước khi vận hành cần làm quen với địa bàn bố trí ruộng đất và quan sát các mương, kè, đặc biệt là khi mặt đất không ổn định hoặc điều kiện trơn trượt chiếm ưu thế trước khi bắt đầu làm việc. Máy kéo luôn trong tình trạng vận hành an toàn bằng cách kiểm tra thường xuyên và tuân theo quy trình bảo dưỡng theo khuyến nghị của nhà sản xuất. Khi khởi động máy kéo khi cần đưa ra các biện pháp phòng ngừa: (a) Chỉ khởi động và sử dụng máy kéo theo hướng dẫn của nhà sản xuất; (b) Chỉ vận hành máy kéo từ vị trí lái xe và không khởi động máy khi đang đứng trên mặt đất; (c) Trước khi khởi động, kiểm tra phanh tay và xe không ở trong tình trạng cài số; (d) Kiểm tra các thiết bị công tác phù hợp cho công việc đang được thực hiện. Khi kết thúc vận hành máy kéo: (a) Chỉ đỗ máy kéo trên mặt phẳng; (b) Chuyển cài số và chọn thiết bị sang vị trí trung gian; (c) Ngắt kết nối nguồn điện và thực hiện an toàn Chở khách: Hành khách không được phép đi trên máy kéo. Chỉ trong tình huống làm việc hợp lý mới có thể cho người thứ hai ngồi trên máy kéo nhưng phải có tay vịn để ngăn ngừa bị trượt, ngã hoặc bị văng ra khỏi máy kéo. Sửa đổi cấu trúc: Chỉ những người có trách nhiệm mới được sửa đổi cấu trúc máy kéo. Bất kỳ sửa đổi nào được thực hiện cần phải tuân thủ các tiêu chí thiết kế được chỉ định và phải đáp ứng hoặc vượt quá các tiêu chí thiết kế. Thường xuyên tham gia đào tạo kỹ thuật sửa chữa và bảo dưỡng máy kéo thông qua hướng dẫn, đào tạo và giám sát để có được kinh nghiệm trong vận hành máy kéo. Lời cảm ơn: Xin cảm ơn Công ty Cơ khí Chu Lai Trường Hải đã tạo điều kiện cho tác giả được trình bày tại Hội thảo khoa học “Nội địa hóa Máy kéo Nông nghiệp Thaco” và đóng góp sâu sắc cho nội dung nghiên cứu này. Tài liệu tham khảo: [1]. [2]. [3]. [4]. [5]. [6]. [7]. [8]. Freeman S. A. (1999). Potential impact of a ROPS retrofit policy in Central Iowa. Journal of Agricultural Safety and Health, 5(1). - Hội đồng An toàn Nông trại Iowa. Fred Blosser, (2006), NIOSH Awards Funding to Ag Research Centers for Initiative to Reduce Tractor Deaths, Injuries, (202) 401-3749, The National Institute for Occupational Safety and Health (Niosh). J. Mangado, J.I. Arana, C. Jaren, S. Arazuri, P. Arnal, (2006), Design Calculations on Roll- over Protective Structures for Agricultural Tractors, Biosystems Engineering (2007) 96 (2), pp.181–191, doi:10.1016/j. biosystemseng.2006.10.016, PM-Power and Machinery, Elsevier. Nguyễn Thanh Quang, Lê Văn Anh, (2019); Ứng dụng Grabcad trong mô phỏng kỹ thuật ô tô, Tạp chí Khoa học Kỹ thuật Thủy Lợi và Môi trường, số đặc biệt 10/2019, ISSN 1859-3941, trang 67-71. Tiêu chuẩn quốc gia TCVN 9583:2012 (ISO 5700:2006); Máy kéo nông lâm nghiệp - Kết cấu bảo vệ phòng lật (ROPS) - Phương pháp thử tĩnh học và điều kiện chấp nhận, Bộ Khoa học và Công nghệ. Code 4 OECD Standard Code for the Official Testing of Protective Structures on Agricultural and Forestry Tractors (Static Test), February, 2020. Code 6 OECD Standard Code for the Official Testing of Front Mounted Roll-Over Protective Structures on Narrow-Track Agricultural and Forestry Tractors, February, 2020. Safe design and operation of tractors Code of Practice 2005 PN11185, Minister for Education and Minister for Industrial, 2018. ISSN 0866 - 7056 TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn 133  Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển MÔ PHỎNG VÀ KIỂM NHIỆT NHIỆT ĐỘ TRONG LIÊN KẾT HÀN GÓC BẰNG PHƯƠNG PHÁP HÀN GMAW SIMULATION AND VERIFICATION OF TEMPERATURE DISTRIBUTION FOR FILLET WELD BY GMAW PROCESS Ngô Thị Thảo, Thân Văn Thế Khoa Cơ khí, Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Hưng Yên TÓM TẮT Trong nghiên cứu này, mô hình nhiệt của quá trình hàn hồ quang điện cực nóng chảy trong môi trường khí bảo vệ (GMAW) liên kết hàn góc được thiết lập và mô phỏng trên phần mềm ANSYS. Quá trình mô phỏng dựa trên nguồn nhiệt tính toán đưa ra nhiệt độ phân bố trong liên kết hàn với các chế độ khác nhau. Năm cảm biến đo nhiệt được gắn trên chi tiết hàn để ghi lại nhiệt độ trong quá trình hàn. So sánh kết quả nhiệt độ đo và mô phỏng cho thấy chúng có sự phù hợp khá tốt cho tất cả các chế độ hàn. Điều này chứng tỏ, việc xây dựng mô hình nghiên cứu, giá trị nguồn nhiệt và thiết lập các điều kiện ban đầu, điều kiện biên trong mô phỏng tương đối sát với điều kiện thực tế trong quá trình hàn thực nghiệm. Từ đó cho thấy phương pháp mô phỏng sẽ là cơ sở tốt cho việc lựa chọn được chế độ hàn phù hợp giúp tiết kiệm thời gian và chi phí. Từ khóa: GMAW, ANSYS; Nhiệt độ phân bố; Liên kết hàn góc. ABSTRACT Thermal model of fillet joint in Gas Metal Arc Welding (GMAW) is establised and simulated based on ANSYS software in this study. Temperature distributions in the fillet weld is obtained based on simulation process with diffirent welding conditions. Five thermocouples are placed on workpiece to record the temperature data. Comparision of simulation and experiment results show that they have good consistence for all welding conditions. It demonstrates that simulation conditions and experimental conditions of selecting and setting heat source as well as boundary conditions are highly appropriate. Hence, the numerical simulation method will help us to select the reasonable welding condition for saving time and cost. Keywords: GMAW, ANSYS, temperature distribution, fillet weld. 1. GIỚI THIỆU Trong những năm gần đây, kỹ thuật hàn đã có những bước phát triển mạnh mẽ, đáp ứng được các yêu cầu ngày càng cao về công nghệ và vật liệu. Nhiều phương pháp hàn mới đã 134 ISSN 0866 - 7056 xuất hiện và được áp dụng rộng rãi trong khoa học và kỹ thuật. Một trong những công nghệ hàn quan trọng đó là công nghệ hàn hồ quang bằng điện cực nóng chảy trong môi trường khí bảo vệ (Gas metal arc welding – GMAW) với những ứng dụng rất rộng rãi và đa dạng trong TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển thực tế. Năm 1920, tiên phong cho GMAW được phát minh bởi P.O.Nobel [1]. Năm 1948 GMAW đã được phát triển bởi Viện Battelle Memorial; Năm 1960, các nhà nghiên cứu đã thêm vào khí bảo vệ một lượng nhỏ oxy giúp cho chất lượng mối hàn tốt hơn. Kỹ thuật hàn, các yếu tố ảnh hưởng khi hàn, so sánh phương pháp hàn GMAW với các phương pháp hàn khác được hướng dẫn chi tiết trong tài liệu [2]. Các nghiên cứu về cấu trúc hình học, tối ưu, cảm biến… để đánh giá mối hàn bằng phương pháp GMAW đã được tiến hành [3-5]. Những năm gần đây, ứng dụng các phần mềm thương mại vào trong phân tích, tối ưu các bài toán thực tế đang là một xu thế nhằm giúp giảm chi phí và rút ngắn quá trình nghiên cứu phát triển sản phẩm. ANSYS (Analysis System) là một phần mềm mạnh được phát triển và ứng dụng rộng rãi trên thế giới để giải quyết các bài toán tổng hợp phức tạp. Trong lĩnh vực hàn, phần mềm ANSYS có thể ứng dụng để phân tích trường nhiệt độ, nhiệt độ phân bố, ứng suất và biến dạng hàn. Kết quả mô phỏng sẽ dự đoán các sai hỏng trong quá trình hàn, có thể làm cơ sở để tìm ra được chế độ hàn thích hợp dựa vào kết quả của nhiệt độ cũng như ứng suất và biến dạng hàn; từ đó hạn chế hoặc giảm bớt số lần thực nghiệm dẫn đến tiết kiệm được chi phí và nhân công lao động, rút ngắn được thời gian thực hiện quá trình hàn ngoài thực tế. Một số nghiên cứu ứng dụng ANSYS để phân tích quá trình hàn GTAW [6], GMAW-CW [7] đã được nghiên cứu. Trong thực tế, việc đo và kiểm soát nhiệt độ quá trình hàn là khá khó khăn hoặc sẽ phải sử dụng các thiết bị hiện đại và rất tốn kém; đôi khi không thể thực hiện được do thiết bị đo bị hỏng dưới nhiệt độ hàn cao. Trong nghiên cứu này, phần mềm ANSYS được sử dụng để dự đoán nhiệt độ phân bố trong liên kết hàn góc. Để kiểm chứng mức độ tin cậy của kết quả mô phỏng, nhóm tác giả đã tiến hành thực nghiệm trên mẫu hàn và đo được nhiệt độ tại một số vị trí tại vùng ảnh hưởng nhiệt và có sự so sánh đối chứng. 2. MÔ HÌNH NHIỆT CỦA PHƯƠNG PHÁP HÀN GMAW Bằng cách sử dụng một hệ tọa độ gắn với nguồn nhiệt, phương trình bảo toàn năng lượng cho hệ tọa độ đề các có thể được viết [8]: ∇. (α∇ ) − ρU w ∂f ∂h − ρU w L 1 + Sv =0 ∂x ∂x (1) Trong đó: Sv là nguồn nhiệt thể tích được tính toán trong phần tiếp theo. Thành phần nhiệt hiện được biểu diễn h = ∫ C p dT . Hệ số lỏng f1 được giả sử thay đổi tuyến tính theo nhiệt độ cho đơn giản: 1 T ≥ T1   T − Ts = f1  Ts < T < T1  T1 − Ts 0 T ≤ Ts (2) Phương trình lượng nhiệt ở bề mặt trên Ft [8]: Ft= α ⋅∇h ⋅nt Ft= α ⋅∇h ⋅ nt=  x2 + y 2  IVη exp  − h 2 h  ( k ⋅ nt ) − σε T 4 − Ta4 − hc (T − Ta ) 2π rb2 2rb   ( ) (3) Đối với mặt dưới, dòng nhiệt Fb được tính toán bởi công thức sau: α∇h ⋅ nb = Fb = hc (T − T0 ) (4) Trong phương trình (3), thành phần đầu tiên ở phía bên tay phải là nhiệt lượng đầu vào được định nghĩa bởi nhiệt phân bố Gaussian, các thành phần thứ hai và thứ ba đại diện cho sự mất nhiệt bởi bức xạ và đối lưu tương ứng. Nguồn nhiệt Sv được tính như sau [8]: ISSN 0866 - 7056 TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn 135  Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển Sv = Qd π f d2 rd2 d (5) Trong đó: = Qd ρ wπ rw2 w f C p (Td − T1 ) (6) Ở đây, Qd Tổng nhiệt lượng đầu; ρw mật độ của dây điện cực; rw Bán kính dây; wf Tốc độ ra dây; Cp Nhiệt dung riêng; Td Nhiệt độ của giọt kim loại; T1 Nhiệt độ lỏng. 3  rd = 3  rw2 w f / f  4  (7) −243, 44 = f + 323,506 − 0,874 × I + 0, 0025 × I 2 (Hz)  I − 291, 086  1 + exp    6, 06437  (8) Quy trình xây dựng và mô phỏng bằng phần mềm ANSYS được tổng hợp trong sơ đồ hình 1. Hình 1. Sơ đồ khối quá trình mô phỏng nhiệt độ. 136 ISSN 0866 - 7056 Hình 2. Thiết lập thí nghiệm. 3. THÍ NGHIỆM ĐO NHIỆT ĐỘ Vật liệu cơ bản thép CT38 (TCVN 1695-75) tương đương với thép CT3 (TC Nga ГOG380-71) là loại thép cacbon chất lượng thường, mềm dẻo, độ cứng thấp, hiệu quả tôi và ram không cao và có tính hàn tốt, khi hàn không cần phải dùng các công nghệ đặc biệt. Phôi hàn thí nghiệm dạng tấm kích thước 235x150x6 mm có chiều dày S=6 mm, dạng liên kết được chọn theo tiêu chuẩn ISO 9692 [9] (Liên kết góc vát 1 phía, góc vát 450, khe hở 2mm). Hình 2, mô tả quá trình thiết lập thí nghiệm để đo nhiệt độ trong quá trình hàn. Máy hàn bán tự động trong môi hàn khí bảo vệ Miller MigMatic 380 DX-Mỹ kết hợp với đầu rùa mang mỏ hàn được sử dụng trong quá trình thí nghiệm. Cảm biến đo nhiệt loại K gắn trên phôi dọc theo mối hàn. Cảm biến đo nhiệt được nối với thiết bị chuyển đổi AD/DA loại UBS4718 và thiết bị này kết nối với máy tính để lưu trữ và hiển thị kết quả nhiệt độ đo được tại các điểm đo. Vị trí đặt sensor đo nhiệt như trong Bảng 1. TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển Bảng 1. Vị trí đặt sensor đo nhiệt tại chi tiết hàn: Vị trí Lần 1 Lần 2 Lần 3 (y=6mm) Sensor 1 Sensor 2 Sensor 3 Sensor 4 Sensor 5 x (mm) 20 60 110 160 200 z (mm) 30 26 26 26 26 x (mm) 25 80 135 175 215 z (mm) 27 27 27 26 26 x (mm) 20 65 115 155 195 z (mm) 35 32 32 32 32 Bảng 2. Thông số chế độ hàn chính: Chế độ hàn 1 2 3 Ih (A) 140 140 148 Vd (mm/s) 4.1 4.0 3.7 Uh (V) 20 20 20 4. KẾT QUẢ VÀ THẢO LUẬN Ba chế độ hàn liệt kê trong Bảng 2 được sử dụng để mô phỏng và hàn thí nghiệm. 4.1. Kết quả mô phỏng Trong quá trình mô phỏng, hệ số đối lưu hc và hệ số bức xạ ε được lựa chọn tương ứng hc= 10 (W/m2K ) và ε = 0,8 [6]. Hình 3, mô tả kết quả nhiệt độ tại các thời điểm khác nhau khi hàn với chế độ hàn 1. Kết quả cho thấy, nhiệt độ ở tâm vũng hàn khi hồ quang ổn định khoảng 19030C, càng xa tâm bể hàn nhiệt độ càng giảm. Các đường đẳng nhiệt cũng được quan sát trong kết quả và nó thay đổi theo thời gian. Hình 3. Nhiệt độ phân bố trên liên kết hàn ở chế độ 1.  Hình 4. Nhiệt độ phân bố trên liên kết hàn ở chế độ 2. ISSN 0866 - 7056 TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn 137 Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển nhiệt độ đo, điều này có thể do trong quá trình hàn thực nghiệm một lượng nhiệt đã mất đi do truyền vào đồ gá. Nhìn chung với chế độ hàn thực nghiệm lần 1, nhiệt độ đo và nhiệt độ mô phỏng có sự phù hợp tốt. Hình 5. Nhiệt độ phân bố trên liên kết hàn ở chế độ 3. Tương tự, với chế độ hàn 2 và 3 ta cũng nhận được trường nhiệt độ trong quá trình hàn tại một số thời điểm khác nhau (Hình 4 và 5). Chế độ hàn 3 với cường độ dòng hàn cao hơn và tốc độ thấp hơn so với chế độ hàn lần 1 và 2, do vậy, nhiệt độ cao hơn so với hai trường hợp trước (Hình 5). Cụ thể, nhiệt độ hàn ổn định ghi nhận được khi hàn chế độ hàn 3 là khoảng 19650C, trong khi đó khi sử dụng chế độ hàn 1 và 2 nhiệt độ hàn tương ứng là 19030C và 19300C. Điều này hoàn toàn phù hợp, vì khi tăng dòng thì nguồn nhiệt sẽ có xu hướng lớn hơn do mật độ dòng tăng và tốc độ chậm nguồn nhiệt cũng gia tăng. Hình 6. So sánh nhiệt độ mô phỏng và nhiệt độ thí nghiệm lần 1. 4.2. So sánh kết quả thí nghiệm và mô phỏng Để kiểm chứng kết quả mô phỏng, việc so sánh kết quả nhiệt độ tương ứng tại 5 điểm đo đã được thực hiện. Ba chế độ hàn ở trên được tiến hành thực nghiệm hàn và đo nhiệt độ. Trong quá trình hàn, năm sensor đo nhiệt được gắn trên chi tiết hàn ở vùng ảnh hưởng nhiệt để ghi lại nhiệt độ. Hình 6, so sánh giữa nhiệt độ đo (P1m-P5m) của 5 sensor tại 5 vị trí khác nhau với nhiệt độ mô phỏng (P1s-P5s) tại các vị trí này khi hàn chế độ 1. Qua quan sát ta thấy được sự đồng nhất về xu hướng tăng tại cả 5 điểm đo và mức độ phù hợp giữa nhiệt độ mô phỏng và nhiệt độ đo là tương đối cao. Nhiệt độ mô phỏng có phần cao hơn một chút so với 138 ISSN 0866 - 7056 Hình 7. So sánh nhiệt độ mô phỏng và nhiệt độ thí nghiệm lần 2. Hình 8. So sánh nhiệt độ mô phỏng và nhiệt độ thí nghiệm lần 3. TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển Tương tự, sự so sánh giữa nhiệt độ mô phỏng và nhiệt độ thí nghiệm lần 2 được thể hiện trên Hình 7. Quan sát trên hình vẽ ta thấy, nhiệt độ mô phỏng và nhiệt độ đo tương đối phù hợp về khuynh hướng. Tuy nhiên, nhiệt độ mô phỏng cũng có xu hướng cao hơn một chút so với nhiệt độ đo ở tất cả các vị trí. chúng có sự phù hợp khá tốt. Có sai lệch giữa nhiệt độ đo và mô phỏng, tuy nhiên sai lệch này chấp nhận được. Điều này chứng minh mô hình nhiệt xây dựng trong nghiên cứu này sát với thực tế quá trình hàn GMAW. Vì vậy, công cụ mô phỏng sẽ giúp cho quá trình lựa chọn chế độ hàn phù hợp nhanh và tiết kiệm chi phí.  Nhiệt độ hàn đo từ 5 sensor tại 5 vị trí được so sánh với nhiệt độ mô phỏng với chế độ hàn 3 thể hiện trên Hình 8. Kết quả nhận thấy có sự phù hợp giữa nhiệt độ thí nghiệm và nhiệt độ mô phỏng cả về xu hướng và giá trị nhiệt độ. Mặc dù vẫn ghi nhận sai số trong phép so sánh này; tuy nhiên mức độ sai số này vẫn trong phạm vi chấp nhận được (chỉ khoảng dưới 100C so với nhiệt độ hàn là gần 2.0000C). Từ các kết quả trên ta thấy có sự phù hợp nhất định giữa nhiệt độ đo và nhiệt độ mô phỏng tại các vị trí khác nhau khi hàn với các chế độ khác nhau. Điều này chứng tỏ rằng, điều kiện quá trình mô phỏng (nguồn nhiệt hàn, các điều kiện biên) tương đối khớp với điều kiện hàn thực nghiệm. Do đó, phương pháp mô phỏng đề xuất trong nghiên cứu có mức độ tin cậy khá cao và có thể ứng dụng không những cho hàn GMAW mà còn cho các phương pháp hàn khác nhau, từ đó có cơ sở để lựa chọn được chế độ hàn phù hợp cho quá trình hàn thực nghiệm, giảm đáng kể số lần hàn thử. Tài liệu tham khảo: 5. KẾT LUẬN Phần mềm ANSYS được ứng dụng thành công để dự đoán nhiệt độ của chi tiết hàn bằng phương pháp GMAW. Mô hình nhiệt của quá trình hàn GMAW được xây dựng và mô phỏng trên ANSYS để đưa ra kết quả nhiệt độ phân bố trên chi tiết. Quá trình hàn thực nghiệm được thực hiện để ghi lại nhiệt độ tại 5 điểm đo dọc mối hàn. So sánh kết quả nhiệt độ đo và mô phỏng cho 3 chế độ hàn khác nhau cho thấy [1]. Ngô Lê Thông; Công nghệ hàn điện nóng chảy – tập 1, NXB. Khoa học và Kỹ thuật, 2004. [2]. Miller Electric Mfg. LLC, Guidelines For Gas Metal Arc Welding (GMAW), 2018. [3]. GhalibTham, Mohamad Yazman, YaakubSunhaji KiyaiAbas, Yupiter H.P.Manurung, Bukhari AbuJalil, Predicting the GMAW 3F T-Fillet Geometry and Its Welding Parameter, Procedia Engineering, Volume 41, Pages 1794-1799, 2012. [4]. D. S. Correia; C. V. Gonçalves; Sebastião S. C. Junior; V. A. Ferraresi, GMAW welding optimization using genetic algorithms, J. Braz. Soc. Mech. Sci. & Eng., Volume 26, Issue1, 2004. [5]. Jian Le, Hua Zhang, Yong Xiao, Circular fillet weld tracking in GMAW by robots based on rotating arc sensors, The International Journal of Advanced Manufacturing Technology, Volume 88, Issue 9–12, pp 2705–2715, 2017. [6]. Fenggui Lu, Shun Yao, Songnian Lou, Yongbing Li, Modeling and finite element analysis on GTAW arc and weld pool, Computational Materials Science, Volume 29, pp 371–378, 2004. [7]. L. F. N. Marques, E. B. F. Santos, A. P. Gerlich & E. M. Braga, Fatigue life assessment of weld joints manufactured by GMAW and CW-GMAW processes, Journal Science and Technology of Welding and Joining, Volume 22, Issue 2, pp. 8796, 2017. [8]. A. Kumar, T. DebRoy, Guaranteed fillet weld geometry from heat transfer model and multivariable optimization, International Journal of Heat and Mass Transfer Volume 47, pp. 5793– 5806, 2004. [9]. ISO 9692-1:2013 Welding and allied processes — Types of joint preparation — Part 1: Manual metal arc welding, gas-shielded metal arc welding, gas welding, TIG welding and beam welding of steels.  ISSN 0866 - 7056 TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn 139 Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển COMPARING PERFORMANCE OF CAB ISOLATION MOUNTS OF VIBRATORY ROLLER WITH OPTIMAL CONTROL METHODS SO SÁNH HIỆU QUẢ CÁCH DAO ĐỘNG CỦA CABIN XE LU RUNG VỚI CÁC PHƯƠNG PHÁP ĐIỀU KHIỂN TỐI ƯU Nguyen Van Liem1,2 1 Hubei Polytechnic University, Huangshi city, China 2 Thai Nguyen University of Technology, Thai Nguyen city, Vietnam TÓM TẮT Bài báo sử dụng một mô hình 2D của xe lu rung trang bị hệ thống cách dao động bị động và điều khiển để đánh giá hiệu quả của các phương pháp điều khiển tối ưu. Dựa trên phần mềm Matlab/simulink và thuật toán di truyền tối ưu đa mục tiêu, ba phương pháp điều khiển tối ưu của các dao động cabin bao gồm cách dao động tối ưu, bộ điều khiển PID tối ưu và bộ điều khiển FLCPID lần lượt được mô phỏng và phân tích kết quả. Kết quả nghiên cứu chỉ ra rằng, hệ thống cách dao động cabin sử dụng các phương pháp điều khiển tối ưu đã giảm được truyền dao động từ sàn xe cũng như cải thiện được độ êm dịu của cabin dưới các điều kiện hoạt động khác nhau. Đặc biệt, các nghiên cứu mô phỏng đã chỉ ra rằng bộ điều khiển FLC-PID vượt trội hơn các phương pháp điều khiển khác. Từ khóa: Xe lu rung; Cách dao động cabin; Các phương pháp điều khiển tối ưu. ABSTRACT This paper uses a half-vehicle model of the vibratory roller having passive and control isolation mounts of the cab to evaluate the performance of the optimal control methods. By using Matlab/Simulink software and multi-objective genetic algorithm, three optimal control methods of the isolation mounts of the cab including optimal isolation mounts, optimal PID control, and FLCPID control are simulated and analyzed the results, respectively. The research results show that the isolation mounts of the cab using optimal control methods reduced the transmitted vibration from the chassis as well as improved the ride comfort of the cab under various operating conditions. Especially, in all the simulation studies, it is found that FLC-PID controller surpasses the other types of control. Keywords: Vibratory roller, Cab’s isolation mounts, Optimal control methods. 140 ISSN 0866 - 7056 TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển 1. INTRODUCTION The vibratory roller is a compactor which often uses in the field of the construction site, factories, etc. Its operating principle is the combination of the static force of vibratory roller and the dynamic force of the drum to compact soil, asphalt and other materials. Thus, designers always want the vertical excitation force of roller drum to achieve the maximum value, whereas these vibrations are transmitted from the drum via isolation system of the cab into the cab floor and seat of the driver to achieve the minimum value. The vibratory roller is often not equipped the suspension system to link between the chassis and axles, so the vibration sources impact to the seat of the driver via the isolation mounts of the cab and the seat suspension system. Thus, isolation mounts of the cab are one of the most important factors to improve the ride comfort of the vibratory roller [1-5]. The influence of the design parameters of rubber mounts of the cab on the vibratory roller ride comfort was analyzed [2]. Vibration analysis and optimal design for rubber mounts of the vibratory roller cab to increase the ride comfort was studied [3]. The rubber mounts of the vibratory roller cab added by the hydraulic mounts was studied to enhance the ride comfort [1, 4, 5]. All the research results showed that the ride comfort of the vibratory roller is significantly increased. However, the vibrations of the vertical driver seat and pitch angle of the cab are still great when the vehicle moves and works on the various deformable terrains. In order to solve this problem, the study and control the isolation system of the cab is necessary. Nowadays, the optimal control methods such as mutil-objective optimization [6], FLC-PID control [4, 7-9], FLC-Hinf, MR Fluid damper and Skyhook-NFLC control [1012] are applied to adjust the damping coefficient for the semi-active suspension system or active suspension system to improve the ride comfort of the driver as well as the safety of passengers. The results show that the ride comfort the vehicles are significantly improved in comparison with the passive suspension systems. However, all above researches mainly investigated the performance of control methods, thus, the simple quarter car models were mostly used for all researches. Especially, the control on the deformable terrains has not yet been concerned. This study, an off-road vibratory roller dynamic model based on the tyres-deformable terrain contact model of the vehicle traveling [13] and the model of the drum and elasticplastic terrain interaction of the vehicle working [1, 5] is applied to research the performance of the cab’s isolation mounts. The rubber mounts of the vibratory roller cab added by hydraulic mounts are then studied and controlled to enhance the ride comfort. Matlab R2015b/Simulink software is used to simulate and analyze the results. Three optimal control methods for the isolation mounts the cab including optimal isolation mounts, optimal PID control, and FLC-PID control are simulated and compared the control performance on the deformable terrains, respectively. 2. MODELLING OF ROLLER DYNAMIC VIBRATORY A half-vehicle dynamic model of a single drum vibratory roller with cab’s rubber mounts added damper hydraulic mounts is given to analyze the performance of cab’s isolation mounts, as shown in Fig. 1. ISSN 0866 - 7056 TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn 141  Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển Ft zs ms Fs ls zc mc ϕc Fc1 Fc2 zb m b ϕ b lc2 lc1 lb2 l b1 lt qt ld comfort, (i = 1-2; v = s, c1, c2, b1; b2, d, t). Md lf Fd zf mf Fd ω Fe m d k sp cse kse v zd zse a) Vibratory roller dynamic model Based on the dynamic model in Fig. 1, the motion equations of the vibratory roller dynamic model are given by: ms zs = Fs mc zc = Fs − Fc1 − Fc 2 I cϕc = Fs ls + Fc1lc1 − Fc 2lc 2 mb zb = Fc1 + Fc 2 − Ft − Fd I bϕb = Fd ld + M d − Ft lt − Fc1lb1 − Fc 2lb 2 (1) m f zf = F f = Fd md zd = Fd = cd ( zd − z f ) + k d ( z d − z f ) The vertical dynamic force of the driver seat is given by: Fs = cs ( zc + lsϕc − zs ) + k s ( zc + lsϕ c − z s ) b) Cab’s isolation mount model Figure 1. Schematic of vibratory roller with isolation mounts of the cab. Where zs, zc, zf, zb and zd are the vertical displacements of the driver seat, cab, framefront, frame-rear, and drum; φc and φb are the angular displacements of the cab and framerear; ms, mc, mf, mb and md are the mass of the driver seat, cab, frame-front, frame-rear and drum, respectively; Fs, Fci, Fd and Ft are the vertical dynamic forces of the vibration isolation systems of the seat, cab, drum and wheel, respectively; kse and ksp are the elastic and compression stiffness, and cse is the compression damper of the elastor-plastic soil; qt is the excitation of the terrain surface; lv is the distances of the vibratory roller; n, kr and cr are the stiffness and damping coefficients of the rubber mounts of the cab, ch is the damping coefficient of the hydraulic mount added in rubber mounts of the cab to improve the ride 142 ISSN 0866 - 7056 (2) The corresponding dynamic force of the mount n of the cab’s isolation mounts is given by: krn ( zcn − zbn ) + (crn + chn )( zcn − zbn ), With P (3) Fcn =  With C krn ( zcn − zbn ) + crn ( zcn − zbn ) + un , Where un is the control force of hydraulic mount; zcn and zbn are the relative displacements of the cab floor and the rear vehicle frame at the mount n, (n = 1-2). The dynamic forces of the wheel- and drum-deformable soil ground interaction (Ft and Fd) are decided in Refs. [1, 5, 13]. 3. OPTIMAL CONTROL METHODS 3.1. Optimization the isolation mounts of the cab Multi-objective genetic algorithm (GA) is an optimal method based on principles of TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển natural selection. GA seeks the maximum or minimum values of one or more objective functions using computational techniques motivated by biological reproduction. GA is defined as finding a vector of decision variables satisfying constraints to give acceptable to all objective functions [6], it is written as finding the vector x = [x1, x2, ..., xn]T to optimize. F ( x) = [ f1 ( x), f 2 ( x),..., f n ( x)]T ; gi ( x) ≤ 0, i = 1 to p; h j ( x) = 0, i = 1 to q Subject to (4) gi(x) ≤ 0, i = 1 to p, hj(x) = 0, j = 1 to q, Where F(x) is the vector of objective functions, which must be maximized or minimized, gi(x) and hi(x) are inequality constraints and equality constraints. GA is strutured into the following steps: encoding, population initialization, fitness evaluation, parent selection, genetic operations, and termination criterion [12, 14]. The initial parameters of the passive cab’s isolation mounts used to optimize are kr1 = 9.1x105 N/m, kr2 = 1.2x105 N/m, cr1 = 218 Ns/m, cr2 = 29 Ns/m, ch1 = 1.5 kNs/m, and ch2 = 1.8 kNs/m, respectively [1]. Therefore, the initial conditions of the optimal parameters of the cab’s isolation mounts are.  x = [krn , crn , chn ]T s.t.  5 5 3 3 (5) 1.0 ×10 ≤ krn ≤ 9.5 ×10 ; 10 ≤ crn ≤ 550; 1.5 ×10 ≤ chn ≤ 2.0 ×10 min F ( x) = [awzs , awφc ]T (6) Where awzs and awϕc are the weight RMS accelerations of the driver seat and pitching cab angle [1, 13]. 3.2. Optimal PID control based on the genetic algorithm PID controller is one the controller not only simple structure but also robust performance. It is the most used in industrial process control. Its transfer function is written by: t u (t ) = K p e(t ) + K i ∫0 e(t )dt + K d ed (t ) (7) Where Kp, Ki, and Kd are the proportional, integral and derivative parameters, respectively. The performance of the PID controller depends on appropriate choise of parameters of the PID. The well-known Ziegler-Nichols technique is used to choose the PID values, but it is efficiency only when the system works at the designed operating condition [12]. To solve this problem, the GA algorithm is used to optimize the K'p, K'i and K'd parameters as follows [4]: K 'j = K j − K min j K j − K min j K max −Kj j ∆K j = min (8) ⇒ K j = K 'j × ∆K j + K min j Where the PID parameters are [ K , K ] , and subscript j denotes p, i, and d, respectively. min j max j  x = [ K pn , K in , K dn ] s.t .  (9) ' ' ' 1850 ≤ K p n ≤ 10500 ; 100 ≤ K i n ≤ 8500 ; 0 .1 ≤ K d n ≤ 100 ' ' ' T In order to find the optimal parameters of K'j, the Eq. 6 is also chosen as the objective functions of the optimal PID controller. 3.3. FLC-PID control method To enhance the control performance of the PID control, the fuzzy logic control (FLC) is applied to control the parameters of K'j. The FLC consists of the major parts: Fuzzification interface, Fuzzy inference system, and Defuzzification interface. First, the crisp values in Fuzzification are transformed into linguistic variables. The fuzzy inference system (FIS) is then used by fuzzy rule in accordance with inference rule. Finally, the linguistic variables are transformed back to crisp values via Defuzzification for use by the physical  plant [13,15]. ISSN 0866 - 7056 TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn 143 Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển In the cab isolation systems, there are two hydraulic mounts should be controlled separately. Thus, two optimal controllers should be designed. However, their design process is the same, thus a specific controller is designed and applied for cab isolation mounts. In FLCPID controller, the relative displacement and relative velocity of cab isolation mounts are considered as two input variables and they are denoted by E and EC, while the proportionality factors K'j are the output values. The linguistic variables of input and output variables are defined by the positive big (PB), positive small (PS), zero (Z), negative small (NS) and negative big (NB), and the membership functions for their variables are represented by a fuzzy set. The shape of membership functions is the Triangular function and their values are between 0 and 1, both input and output values are belonging to [-1, 1]. In this fuzzy controller, the if-then rules base are applied to describe according to expertise experiences and the designer’s knowledge, there are at most 25 possible rules, the fuzzy rules are given in Ref. [2], and written as follows: Rα: If Eα = Aα and ECα = Bα then K'pα = Mα, K'iα = Pα, and K'dα = Qα, (α = 25). The fuzzy inference system is selected by the minimum function and the centroid method of Mamdani [12, 15]. In this study, we used the FIS of Mamdani for control system model. 4. SIMULATION RESULTS AND ANALYSIS mounts of thecab with optimal control methods under different operation conditions of the vibratory roller. In order to simulate and evaluate the results, Matlab R2015b/Simulink software, the reference parameters of a single drum vibratory roller, the lumped parameters of the deformable Grenville loam of the vehicle travelling [13], and the parameters of an elasticplastic soil deformation with a high density soil of the vehicle compacting at low excitation frequency, 28 Hz, of the drum [4, 5] are chosen to evaluate the control performance. 4.1. Performance in the condition of the vehicle traveling The isolation mounts of the cab with optimal isolation mounts, optimal PID controller, and FLC-PID controller are respectively simulated under the condition of the vehicle traveling on a deformable Grenville loam at vehicle velocity 8 km/h. The simulation results of the acceleration responses of the vertical driver seat and pitching cab angle with optimal control methods are shown in Fig. 3. Obseving Fig. 3(a) and (b), the comparison results are shown that the acceleration responses of the vertical driver seat and pitching cab angle with the optimal control methods are significantly reduced in comparison with passive isolation mounts of the cab. Besides, with optimal control methods, the comparison results also show that the acceleration responses of the vertical driver seat and pitching cab angle with FLC-PID controller are lower both optimal PID controller and optimal isolation mounts, therefore, the ride comfort of the cab is greatly improved by using the FLC-PID control method. The main objective of this study is to evaluate the performance of the isolation 144 ISSN 0866 - 7056 TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển Figure 3. Acceleration responses in the condition of the vehicle traveling Figure 4. Acceleration responses in the condition of the vehicle working. 4.2. Performance in the condition of the vehicle working In the condition of the vehicle working, assuming that a single drum vibratory roller moves and compacts on a high elastic-plastic soil at vehicle velocity of 5 km/h under a low excitation frequency, 28 Hz, of the drum, the optimal control methods is also simulated to evaluate the performance of isolation mounts of the cab. The simulation results of the acceleration responses of the vertical driver seat and pitching cab angle are shown in Fig. 4. The simulation results in Fig. 4(a) and (b) show that the performance of the optimal control methods is also similar in the condition of the vehicle traveling. The acceleration responses with optimal PID controller are remarkably reduced in comparison with both optimal and passive isolation mounts. However, the acceleration responses of the driver seat and pitching cab angle with the FLC-PID control method are the smallest. It implies that the ride comfort of the cab is clearly improved by isolation mounts using the FLC-PID controller. 5. CONCLUSIONS The performance of isolation mounts of the cab with optimal control methods are respectively analyzed under different operation conditions of the vibratory roller. The research results can be concluded by: The isolation mounts of the cab using optimal control methods are clearly decreased the transmitted vibration from the chassis as well as improved the ride comfort of the vehicle in comparison with isolation mounts of the cab without the optimal control methods  ISSN 0866 - 7056 TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn 145 Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển under different working conditions. In all the simulation studies, it is also found that FLC-PID controller surpasses the other types of control for improving the cab ride comfort, therefore, the FLC-PID controller can be expanded and applied to control the suspension system of the vehicle and cab.  References: [1]. Nguyen V, et al., (2018), “Enhancing the ride comfort of the off-road vibratory roller cab by adding damper hydraulic mount,” Vibroengineering PROCEDIA, vol. 21, 89-95. [2]. Kordestani A, Rakheja S, et al., (2010), “Analysis of ride vibration environment of soil compactors,” J. Commer. Veh., vol. 3, 259272. [3]. Le V, (2013), “Vibration study and control for cab of vibratory roller,” Southeast Unieversity. [4]. Nguyen V, Zhang J, Yang X, (2019), “Lowfrequency performance analysis of semiactive cab’s hydraulic mounts of an off-road vibratory roller,” Shock and Vibration, vol. 2019, 1-15 pages. [5]. Nguyen V, Zhang J, et al., (2018), “Vibration analysis and modeling of an off-road vibratory roller equipped with three different cab’s isolation mounts,” Shock and Vibration, vol. 2018, 1-12 pages. [6]. Zadeh N, Salehpour M, et al., (2010), “Pareto optimization of a five-degree of freedom vehicle vibration model using a MUGA,” Eng. App. Artifi. Intel., vol. 23, 543-551. 146 ISSN 0866 - 7056 [7]. Pekgökgöz R, Gurel M, et al., (2010), “Active suspension of cars using fuzzy logic controller optimized by genetic algorithm,” Int. J. Eng. App. Scien., vol. 2, 27-37. [8]. Yildirim Ş, (2004), “Vibration control of suspension systems using a proposed neural network,” J. Vib. Crtl., vol. 277, 1059-1069. [9]. Kasemi B, Muthalif A, et al., (2012), “FuzzyPID controller for semi-active vibration control using Magnetorheological fluid damper,” Procedia Engineering, vol. 41, 12211227. [10]. Félix-Herrán L, Mehdi D, et al., (2012), “Hinf control of a suspension with a magnetorheological damper,” Int. J. Ctrl., vol. 85, 1366-5820. [11]. Nguyen S, et al., (2015), “A hybrid clustering based fuzzy structure for bibration control Part 2: An application to semi-active vehicle seat-suspension system,” Mecha. Sys. Sign. Process., vol. 450, 288-301. [12]. Liem N, Zhang J, et al., (2017), “Performance analysis of air suspension system of heavy truck with semi-active fuzzy control,” J. South. Univ., vol. 33, 159-165. [13]. Liem N, Zhang J, et al., (2019), “Effect of the off-road terrains on the ride comfort of construction vehicles,” J. South. Univ., vol. 35, 191-197. [14]. Crews J, Mattson M, Buckner G, (2011) “Multi-objective control optimization for semi-active vehicle suspensions,” J. Sound. Vib., vol. 330, 5502-5516. [15]. Mamdani E, Assilian, (1975) “An experiment in linguistic synthesis with a fuzzy logic controller,” Int. J. Man-Mach. Study, vol. 7, 1-13. TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển NGHIÊN CỨU ẢNH HƯỞNG CỦA CÁC THÔNG SỐ THIẾT KẾ ĐẾN KHẢ NĂNG THÔNG GIÓ TỰ NHIÊN CỦA NHÀ MÀNG NÔNG NGHIỆP INVESTIGATE THE INFLUENCE OF DESIGN PARAMETERS ON NATURAL VENTILATION INSIDE AGRICULTURAL GREENHOUSES Nguyễn Thái Vân, Nguyễn Quang Tuyến, Trương Văn Xạ, Đặng Thành Tựu Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long TÓM TẮT Công nghệ nhà màng là một phương pháp trồng rau, hoa màu hiệu quả trong môi trường được kiểm soát. Để đạt được điều kiện môi trường thuận lợi cho sự phát triển của cây, nhà màng được thiết kế với nhiều thành phần, hình dạng cấu trúc và nhiều loại vật liệu bao phủ. Một trong những yếu tố này, hiệu suất thông gió là một yếu tố chính trong sản xuất, ảnh hưởng đến năng suất và chất lượng của sản phẩm. Khi điều kiện khí hậu không khắc nghiệt, thông gió tự nhiên có thể được sử dụng một cách hiệu quả để duy trì vi khí hậu nhà màng, có lợi cho sự phát triển của cây, vì nó có chi phí vận hành thấp, lắp đặt đơn giản và dùng ít năng lượng. Bài viết này, trình bày khả năng thông gió tự nhiên phụ thuộc vào các thông số thiết kế như thế nào (số lượng mái, kích thước ô lưới ..) bằng cách sử dụng mô phỏng động lực học chất lỏng. Từ khóa: Nhà màng nông nghiệp; Thông gió tự nhiên; Mô phỏng động lực học. ABSTRACT Greenhouse technology is an effective method of cultivation of vegetables, crops, etc. under controlled environment. To achieve environmental conditions favorable for plant growth, greenhouses are designed with various components, structural shapes, and numerous types of glazing materials. One of these factor, ventilation performance is a major factor in production, influencing the yield and quality of the products. When the climate conditions are not extreme, natural ventilation can be effectively used to maintain greenhouse microclimate, conducive to plant growth since it has low operational costs, simple installation and small energy load. This paper presents the natural ventilation ability depends on the design parameters (the number of spans, the mesh opening size..) by using computational fluid dynamics simulation.  Keywords: Greenhouse, natural ventilation, CFD. ISSN 0866 - 7056 TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn 147 Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển 1. GIỚI THIỆU Thông gió tự nhiên mô tả các cơ chế mà không khí nóng thoát qua các cửa có thể điều khiển đóng mở ở hai bên và trên mái [1]. Thông gió tự nhiên trong nhà màng đạt được bằng cách sử dụng hiệu các phần mở trên mái và bên hông nhà (Hình 1). Thông gió tự nhiên là một hiện tượng theo hướng nổi và nó phụ thuộc vào kích thước của nhà màng, số lượng gian nhà và kích thước mở lưới của nhà màng [2]. Ứng dụng các cửa này để kiểm soát nhiệt độ và độ ẩm của nhà màng, phụ thuộc vào sự biến động hàng ngày của nhiệt độ môi trường xung quanh, cây trồng, tốc độ và hướng gió phổ biến, hướng của nhà màng, kích thước của cửa mở và khoảng cách của nó so với mặt đất. Teitel, Montero và Baeza [3] đã nghiên cứu một thiết kế nhà màng có 5 gian có độ dốc mái 30o với lỗ thông gió trên tường và lỗ thông gió trên mái cho mỗi gian. Các tấm lệch được thêm vào trên đỉnh của mái xuôi và đón gió và bên hông nhà để ngăn gió nóng và khô trực tiếp trên cây. Thiết kế đề xuất được so sánh với một nhà màng kiểu song song điển hình với mái dốc nông, lỗ thông gió dọc, nhỏ và không có tấm lệch. Kết quả cho thấy, thiết kế được đề xuất có thể cung cấp tốc độ thông gió cao hơn tới 4 lần so với nhà màng kiểu song song. Một sự cải thiện trong lưu thông không khí và phân phối nhiệt độ trong nhà màng cũng đã được quan sát. Hình 1. Thông gió tự nhiên trong nhà màng nông nghiệp. 148 ISSN 0866 - 7056 He, Chen, Sun, Liu và Huang [4] đã nghiên cứu ảnh hưởng của các lỗ thông gió trên một nhà màng nhiều gian trong suốt mùa hè và mùa đông. Một mô hình số ba chiều của nhà màng bằng nhựa 11 nhịp đã được phát triển. Mô hình đã được xác thực bằng thực nghiệm. Kết quả cho thấy, cấu hình lỗ thông gió ảnh hưởng đáng kể đến các mẫu vi khí hậu và sự phân bố nhiệt độ và độ ẩm trong nhà. Với cấu hình mở mái, nhiệt độ luồng không khí và độ ẩm tương đối giảm mạnh ở gian đầu tiên và gian đáng kể ở gian cuối. Trong khi đối với cấu hình mở mái và bên, sự phân bố nhiệt độ không khí tốt đã được quan sát. Tuy nhiên, có sự khác biệt lớn về mức độ ẩm giữa hai bên của nhà màng. Ngoài ra, nó đã được quan sát thấy rằng việc tăng kích thước của lỗ thông gió gây ra giảm thời gian hút ẩm. Espinoza và cộng sự [5] đánh giá ảnh hưởng của cấu hình máy quạt gió đến phân phối dòng chảy trong nhà màng nhiều gian ở Tây Ban Nha, có tính đến tác động của các nhà màng xung quanh. Hai cấu hình được so sánh bằng các thí nghiệm: Lỗ thông gió mái vòm 2 và 3 với lỗ thông gió bên. Kết quả cho thấy, cấu hình lỗ thông gió 2 mái và bên có tốc độ dòng thông gió tổng thể thấp hơn nhưng sự cải thiện trong chuyển động không khí đã được quan sát trong vùng trồng trọt. Hơn nữa, nhà màng xung quanh ở phía khuất gió làm giảm khả năng thông gió. Gần đây, Reyes-Rosas, Molina-Aiz, Valera, Lopez và Khamkure [6] đã dự đoán nhiệt độ của luồng không khí, cây trồng, lớp phủ và đất trong nhà màng thông gió tự nhiên bằng mô hình bán thực nghiệm năng động. Phần mềm Synopta (Hortisystems UK Ltd, West Sussex, UK) đã được sử dụng để kiểm soát lỗ thông hơi. Nghiên cứu cho thấy rằng, sự chuyển động của không khí giảm tạo ra sự không đồng nhất TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển quan trọng trong phân bố nhiệt độ, với chênh lệch 7÷8oC giữa các khu vực gần cây trồng và gần màng phủ ở giữa các gian, nơi không khí nóng tích tụ do dòng chảy nổi. Việc áp dụng thông gió tự nhiên để kiểm soát nhiệt độ và độ ẩm của nhà màng, phụ thuộc vào sự thay đổi hàng ngày của các yếu tố khác nhau bao gồm khí hậu ngoài trời, cây trồng, định hướng nhà màng, kích thước và vị trí của các lỗ mở. Do đó, các nghiên cứu chi tiết là cần thiết để phân tích và tối ưu hóa hiệu suất thông gió của nhà màng bằng cách xem xét tất cả các yếu tố này. Ở những khu vực có tốc độ gió thấp, lỗ thông gió bên tường có thể được kết hợp với mái nhà để tăng cường thông gió tự nhiên. Bổ sung màn chắn côn trùng có thể làm giảm luồng không khí cung cấp làm tăng thêm nhiệt độ trong nhà màng. Phân tích thông gió tự nhiên nhà màng trong tương lai nên xem xét tác động của các cấu trúc hoặc nhà màng xung quanh vì nó có thể ảnh hưởng đến hiệu suất thông gió. Để tăng cường hơn nữa việc làm mát nhà màng ở vùng nóng, thông gió tự nhiên có thể được kết hợp với các kỹ thuật làm mát khác, chẳng hạn như làm mát bay hơi. Những tiến bộ liên tục trong thiết kế thông gió tự nhiên cho nhà màng đang giúp cải thiện kiểm soát nhiệt độ và độ ẩm và chi phí thấp hơn. Kích thước chính xác, định vị và vận hành hệ thống thông gió có khả năng cung cấp khả năng kiểm soát tương tự hoặc tốt hơn so với hệ thống quạt. Trong nghiên cứu này sử dụng mô hình nhà màng dạng mái cong lệch để làm đối tượng cho quá trình mô phỏng khả năng thông gió bên trong nhà với hai hướng chính là hai bên hông nhà. 2. MÔ HÌNH SỐ NHÀ MÀNG Trong vài thập kỷ qua, các công cụ mô hình số tính toán động lực học chất lỏng (CFD) đã có được nền tảng và số lượng nghiên cứu CFD về luồng không khí và khí hậu trong nhà màng liên tục tăng. Với sự gia tăng sức mạnh tính toán và phát triển các kỹ thuật mới, các mô hình CFD đang được chứng minh là đáng tin cậy và chính xác hơn, đồng thời chi phí thấp hơn so với các thử nghiệm thử nghiệm truyền thống. Mô hình CFD đã được áp dụng trong việc cải tiến thiết kế nhà màng, tối ưu hóa hệ thống cây trồng, kiểm soát khí hậu và thiết kế các công nghệ làm mát/sưởi ấm nhà màng [7]. Phương pháp CFD cho phép tính toán rõ ràng trường vectơ vận tốc trung bình của một luồng bằng cách giải số bằng các phương trình vận chuyển tương ứng. Các phương trình bảo tồn ba chiều mô tả các hiện tượng vận chuyển cho dòng chảy ổn định trong đối lưu tự do có dạng chung: ∂ (U Φ ) ∂ (V Φ ) ∂ (W Φ ) + + = Γ∇ 2Φ + SΦ ∂x ∂y ∂y (1) Trong phương trình (1), Φ biểu thị nồng độ của lượng vận chuyển ở dạng không thứ nguyên, cụ thể là ba phương trình bảo toàn động lượng (phương trình Navier-Stokes) và phương trình bảo toàn khối lượng và bảo toàn năng lượng; U, V và W là các thành phần của vectơ vận tốc; Γ là hệ số khuếch tán; và SΦ là thuật ngữ nguồn. Các phương trình cơ bản được rời rạc theo quy trình được mô tả bởi Patankar [8]. Điều này bao gồm tích hợp các phương trình cơ bản trên một khối lượng điều khiển. Bằng các phép đo dòng khí hỗn loạn và mô hình vi khí hậu trong một nhà màng dạng hầm, (Boulard và cộng sự [9]) nhận xét rằng các luồng không khí rất hỗn loạn. Do đó, các mô hình hỗn loạn phải được giới thiệu trong các phương trình Reynold được viết để tách dòng trung bình khỏi các thành phần dao động của nó. Mô hình tiêu chuẩn k-ε giả định nhiễu loạn đẳng hướng đã được áp dụng để mô tả vận chuyển hỗn loạn. Sự lựa chọn này là một sự thỏa hiệp tốt cho một mô tả thực tế về nhiễu loạn và hiệu quả tính toán. Các phương trình của mô hình k-ε có thể được tìm thấy trong  ISSN 0866 - 7056 TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn 149 Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển Mohammadi và Pironneau [10] và bộ tham số thường được sử dụng của chúng (xác định theo kinh nghiệm) là (Cm = 0,09, C1ε = 1,44, C2ε = 1,91, σK = 1). Ở đầu vào của miền tính toán đặt vào một quy luật gió. Vận tốc đầu vào được định nghĩa là: U inl = u*  z + zo  ln   K  zo  Trong đó: K .u u* = h ln((h + zo ) / zo ) (2) (3) Với Uinl vận tốc đầu vào tính bằng m/s, u * tốc độ ma sát tính bằng m/s, hằng số von Karman (= 0,42), z chiều cao tính bằng m, zo chiều dài ma sát tính bằng m, Uh vận tốc tham chiếu tính bằng m/s và h chiều cao tham chiếu trong m. Độ dài ma sát zo được chọn là 0_01m tương ứng với trường cày lên. Sự phân bố động lực hỗn loạn, k tính bằng m2/s2 và tốc độ phân tán hỗn loạn, e tính bằng m2/s3 trong qui luật phân bố vận tốc gió đến được mô tả bởi các mối quan hệ: u*2 k= Cµ ε= u*3 (5) K ( z + zo ) 3. KẾT QUẢ VÀ THẢO LUẬN Kết quả cho thấy, sự phân bố vận tốc bên trong nhà phụ thuộc vào hướng thổi, độ lớn của gió và hướng mái (Hình 2), có thể thấy rằng như ở hình 2a gió chuyển động tương đối hỗn loạn hơn so với trường hợp gió thổi từ hông bên phải của nhà màng. Hình 2. Sự phân bố tốc độ gió bên trong nhà màng. Hình 3. Sự phân bố nhiệt độ bên trong nhà màng. 150 ISSN 0866 - 7056 (4) TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển Hình 3, mô tả sự phân bố nhiệt độ bên trong nhà màng trong hai trường hợp đó là: Khi gió thổi từ bên hông trái (Hình 3a) và gió thổi vào bên hông phải (Hình 3b). Có thể nhận thấy rằng, nhiệt độ khi gió thổi từ bên hông trái giảm ít hơn so với trường hợp bên phải, do vận tốc gió hỗn loạn dẫn đến việc đẩy luồng không khí nóng ra khỏi nhà màng kém hơn. Một mô hình đơn giản mô phỏng hợp lý hiệu suất thông gió của nhà màng. Đối với một loại nhà màng nhất định, mô hình CFD có thể được sử dụng như một công cụ thiết kế để đề xuất thiết kế nhanh cửa thông gió (vị trí, kích cỡ, loại) để đạt được nhà kính thông thoáng và điều kiện khí hậu đồng đều. Tuy nhiên, ta phải nhớ rằng kết quả được trình bày trong bài viết này chỉ liên quan chưa liên được kiểm chứng mô hình thực tế. Với hướng gió khác hoặc loại nhà màng khác, kết quả có thể khác. Tài liệu tham khảo: [1]. J. J. Roldan, P. Garcia-Aunon, M. Garzon, J. de Leon, J. Del Cerro, and A. Barrientos, "Heterogeneous Multi-Robot System for Mapping Environmental Variables of Greenhouses", Sensors (Basel), vol. 16, no. 7, Jul 1 2016. [2]. E. J. Baeza, J. J. Pérez-Parra, J. I. Montero, B. J. Bailey, J. C. López, and J. C. Gázquez, "Analysis of the role of sidewall vents on buoyancy-driven natural ventilation in parraltype greenhouses with and without insect screens using computational fluid dynamics," Biosystems Engineering, vol. 104, no. 1, pp. 86-96, 2009. [3]. M. Teitel, J. I. Montero, and E. J. Baeza, "Green house: Concepts and trends" 2012, pp. 605620: International Society for Horticultural Science (ISHS), Leuven, Belgium. [4]. K.-s. He, D.-y. Chen, L.-j. Sun, Z.-l. Liu, and Z.-y. Huang, "The effect of vent openings on the microclimate inside multi-span greenhouses during summer and winter seasons" Engineering Applications of Computational Fluid Mechanics, vol. 9, no. 1, pp. 399-410, 2015/01/01 2015. [5]. K. Espinoza, A. López, D. L. Valera, F. D. Molina-Aiz, J. A. Torres, and A. Peña, "Effects of ventilator configuration on the flow pattern of a naturally-ventilated threespan Mediterranean greenhous," Biosystems Engineering, vol. 164, pp. 13-30, 2017/12/01/ 2017. [6]. A. Reyes-Rosas, F. D. Molina-Aiz, D. L. Valera, A. López, and S. Khamkure, "Development of a single energy balance model for prediction of temperatures inside a naturally ventilated greenhouse with polypropylene soil mulch" Computers and Electronics in Agriculture, vol. 142, pp. 9-28, 2017/11/01/ 2017. [7]. F. D. Molina-Aiz, H. Fatnassi, T. Boulard, J. C. Roy, and D. L. Valera, "Comparison of finite element and finite volume methods for simulation of natural ventilation in greenhouses" Computers and Electronics in Agriculture, vol. 72, no. 2, pp. 69-86, 2010. [8]. S. V. Patankar, "Numerical heat transfer and fluid flow" 1980. Hemisphere Publishing Corporation, New York. [9]. T. Boulard, S. Wang, and R. Haxaire, "Mean and turbulent air flows and microclimatic patterns in an empty greenhouse tunnel" Agricultural and Forest Meteorology, vol. 100, no. 2, pp. 169-181, 2000/02/05/ 2000. [10]. W. M. H. Versteeg, "An Introduction to Computational Fluid Dynamics: The Finite Volume Method" 2007. Prentice Hall.  ISSN 0866 - 7056 TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn 151 Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển PHÂN TÍCH THIẾT KẾ CÁNH TURBO TRONG BỘ TĂNG ÁP ĐỘNG CƠ DESIGN ANALYSIS OF TURBO WING IN THE ENGINE TURBOCHARGER Lê Hồng Kỳ, Đặng Thanh Tâm Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long TÓM TẮT Cánh Turbo trong bộ tăng áp động cơ có cấu tạo rất đặc biệt; ở Việt Nam, việc nghiên cứu thiết kế chi tiết có kết cấu phức tạp như thế này chưa nhiều. Bài báo giới thiệu kết quả nghiên cứu ban đầu về thiết kế cánh Turbo, đây là cơ sở cho chuỗi nghiên cứu từ thiết kế đến chế tạo bộ tăng áp nhằm hướng tới nội địa hóa một số cơ cấu ô tô. Trong các nghiên cứu, chúng tôi đã sử dụng phần mềm Autodesk Inventor Professional để thiết kế và phân tích phần tử hữu hạn chi tiết cánh Tubo. Từ khóa: Chuyển vị; Inventor; Phần tử hữu hạn; Thiết kế; Turbo; Turbocharger; Ứng suất. ABSTRACT Turbo wings in the engine turbocharger have a very special structure. In Vietnam, there have not been many design studies on them. This article introduces the initial research results on Turbo wing design, which is the basis for a series of researches from designing to manufacturing the turbocharger to localize some automobile structures. In our studies, we used Autodesk Inventor Professional software to design and analyze finite element of Tubo wing details. Keywords: Displacement, Inventor, Finite Element, Design, Turbo, Turbocharger, Stress. 1. TỔNG QUAN VỀ TĂNG ÁP CƠ CẤU TURBO Turbo tăng áp (Turbocharger) là thiết bị được vận hành bởi chính khí thải của động cơ làm tăng hiệu suất động cơ bằng cách nén không khí vào các buồng đốt. Hình 1.Cấu tạo cơ cấu Turbocharger. 152 ISSN 0866 - 7056 Turbocharger gồm 2 khoang chính là turbin và buồng nén, ở đó, 2 cánh quạt (một số tài liệu còn gọi là bánh Turbo) gắn trên đầu trục tạo nên sự khác biệt này. Khí xả của động cơ được dẫn tới một quạt turbin để quay trục và làm xoay quạt ở buồng nén, thực hiện nén khí vào khoang nạp khí của động cơ. Cánh Turbo có cấu tạo rất đặc biệt, việc nghiên cứu thiết kế chúng ở Việt Nam vẫn còn là một thách thức lớn. Trong bài báo này, nhóm nghiên cứu sử dụng phần mềm Autodesk Inventor Professional để thiết kế và phân tích thiết kế chi tiết cánh Turbo. Với phần mềm này, chúng ta có thể rút ngắn khoảng cách giữa thiết kế kỹ thuật và sản xuất. TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển 2. THIẾT KẾ CÁNH TURBO Với Autodesk Inventor Professional, các bước thiết kế cơ bản như sau [1]: Bước 1: Nối các đường 2D [7], thiết lập chiều dày cánh, tạo phần đế tiếp xúc với cánh turbo, hình 2a. Hình 2. Thiết kế cơ bản chi tiết cánh Turbo. Bước 2: Vẽ phần thân cánh, vát các cạnh chi tiết, hình 2b; Bước 3: Tạo 5 cánh xoắn, hình 2c; Bước 4: Tạo lỗ trục, vát mép lỗ, cạnh, hình 3a; Bước 5: Cắt bỏ phần thừa, hoàn chỉnh thiết kế, hình 3b. Hình 3. Hoàn chỉnh thiết kế cơ bản chi tiết cánh Turbo. 3. PHÂN TÍCH PHẦN TỬ HỮU HẠN CHI TIẾT CÁNH TURBO môi trường Environmemts, để thực hiện phân tích ứng suất (Stress Analysis) thực hiện gán vật liệu cho chi tiết (trong nghiên cứu chọn Aluminum 6061). Xác định được tính chất vật lý (Physical) như trong bảng 1, tính chất cơ học cho trong bảng 2. Bảng 1. Tính chất vật lý của vật liệu nghiên cứu: Vật liệu Tỷ trọng Trọng lượng Diện tích bề mặt Thể tích Tọa độ trọng tâm Aluminum 6061 1 g/cm3 0.024 kg 13033.3 mm2 24412 mm3 x=0.007 mm y=0.001 mm z=8.003 mm Bảng 2. Tính chất cơ học của vật liệu nghiên cứu: Khối lượng riêng 2,7 g/cm3 Ứng suất tối đa Chung trong giới hạn đàn 275 MPa hồi Ứng suất kéo tối đa 310 MPa Mô đun đàn hồi vật 68.9 GPa liệu khi kéo: E Ứng suất Quan hệ E,G,µ Hệ số Poat Xông không thứ 0,33 ul nguyên:µ,ϑ Mô đun đàn hồi khi 25,9023 cắt trượt: G GPa Bước 2: Xác định ngàm cố định, đặt lực, chia lưới và đặt mật độ lưới (Mesh settings). 3.1. Ứng suất, chuyển vị chi tiết khi chịu lực Các bước thực hiện [1]: Bước 1: Từ file thiết kế (hình 3b) trong Hình 3. Thiết lập môi trường phân tích chi tiết cánh Turbo. ISSN 0866 - 7056 TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn 153  Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển Ở đây, ngàm cố định là phần thân cánh Turbo, nơi được lắp cố định với trục của cơ cấu Turbocharger (hình 1, hình 4a), áp lực phân bố do áp suất khí thải sinh ra có giá trị 10000.000 N [7] tác dụng lên mặt ngoài cánh Turbo (hình 4b), bề mặt chi tiết được chia thành 1821 phần tử, 3483 nút giao nhau (hình 4c). Các thông số lưới được xác định như trong bảng 3. Hình 5. Mô phỏng ứng xuất chính và ứng suất bề mặt chi tiết cánh Turbo. 3.3. Kết quả phân tích thiết kế cánh Turbo Bảng 3. Các thông số khi thiết lập lưới: Độ lớn phần tử (cỡ hạt của đường kính mô hình) 0,1 Độ lớn phần tử. Min (cỡ hạt của độ lớn avg) 0,2 Hệ số an toàn 1,5 Góc ngoặt Max 60 deg Lựa chọn lưới phần tử cong Có Bước 3: Phân tích ứng suất, chuyển vị cánh Turbo khi chịu áp lực ngoài. Hình 4. Mô phỏng phân tích chuyển vị và ứng xuất chi tiết cánh Turbo. Kết quả mô phỏng ứng suất tương đương (Von Mises Stress) như hình 4a, chuyển vị (Displacement) cánh Turbo khi chịu áp lực trên bề mặt cho trên hình 4b. Với các ứng suất chính (1st, 3rd Principal Stress) và ứng suất cắt trên bề mặt XY (Stress XY) thể hiện như trên hình 5. Các giá trị cực tiểu, cực đại của ứng suất, chuyển vị và biến dạng theo các phương, các bề mặt khác nhau được thể hiện trong bảng 4. 154 ISSN 0866 - 7056 bảng 4. Tổng hợp kết quả phân tích như trên Bảng 4. Tổng hợp kết quả tính toán: Tên Nhỏ nhất Thể tích 24412 mm3 Lớn nhất Trọng lượng 0,0659127 kg Khoảng ứng suất tương đương 0.0127236 MPa 298.886 MPa Ứng suất chính 1st -38.0256 MPa 192.266 MPa Ứng suất chính 3rd -346.022 MPa 48.2528 MPa Chuyển vị 0 mm 0.178901 mm Hệ số an toàn 0.920083 ul 15 ul Ứng suất phương XX -196.808 MPa 165 MPa Ứng suất cắt XY -71.4076 MPa 69.3226 MPa Ứng suất cắt XZ -69.4677 MPa 118.664 MPa Ứng suất phương YY -102.851 MPa 180.003 MPa Ứng suất cắt YZ -76.3267 MPa 69.4474 MPa Ứng suất phương ZZ -204.771 MPa 69.3758 MPa Chuyển vị theo phương X -0.155508 mm 0.153595 mm Chuyển vị theo phương Y -0.139744 mm 0.160541 mm Chuyển vị theo phương Z -0.0798073 mm 0.00467313 mm Biến dạng tương đương 0.000000168194 ul 0.003986 ul Biến dạng chính 1st -0.000000252108 ul 0.00231102 ul Biến dạng chính 3rd -0.00452588 ul -0.00000000813863 ul Biến dạng phương XX -0.00164555 ul 0.00190451 ul Biến dạng mặt cắt XY -0.0013784 ul 0.00133816 ul Biến dạng mặt cắt XZ -0.00134096 ul 0.0022906 ul Biến dạng phương YY -0.00100398 ul 0.00225866 ul Biến dạng mặt cắt YZ -0.00147336 ul 0.00134057 ul Biến dạng phương ZZ -0.00179928 ul 0.000681235 ul TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển Từ những kết quả phân tích này ta thấy, với áp lực khí từ đường ống xả của động cơ tác dụng trên cánh Turbo trong buồng turbin không những thiết kế được bộ tăng áp mà còn tính toán được ứng suất, chuyển vị và biến dạng theo các phương, các bề mặt khác nhau của chi tiết. 4. KẾT LUẬN Trong các nghiên cứu, chúng tôi đã sử dụng phần mềm Autodesk Inventor Professional để thiết kế và phân tích phần tử hữu hạn chi tiết cánh Tubo. Với phần mềm này, chúng ta có thể rút ngắn khoảng cách giữa thiết kế kỹ thuật và sản xuất. Cùng với nghiên cứu mô hình 3D, các nghiên cứu thiết kế cánh Turbo với các thông số đầu vào khác nhau cũng như phân tích thiết kế và mô phỏng động lực học bộ tăng áp động cơ làm cơ sở xây dựng công cụ thiết kế chuyên dụng có thể tích hợp được với các phần mềm thiết kế phổ biến hiện nay, như Autodesk Inventor Professional. Tài liệu tham khảo: [1]. Nguyễn Văn Cường- Lê Hồng Kỳ - Mạc Thị Bích; Phân tích thiết kế và mô phỏng động lực học cơ cấu máy, NXB. Khoa học & Kỹ thuật Hà Nội, 2018. [2]. Nguyễn Văn Cường, Trần Vĩnh Hưng, Mạc Thị Bích; Phân tích thiết kế cơ khí, NXB. Khoa học & Kỹ thuật Hà Nội, 2016. [3]. Nguyễn Đức Quý, Lê Hùng Phong; Giáo trình hướng dẫn sử dụng phần mềm Autodesk Inventor 2014. [4]. Nguyễn Đắc Lộc; Sổ tay công nghệ chế tạo máy, Tập 1, NXB. Khoa học & Kỹ thuật Hà Nội, 2007. [5]. Trịnh Chất, Lê Văn Uyển; Tính toán thiết kế hệ dẫn động cơ khí, Tập 1. [6]. Nguyễn Đức Quý, Lê Hùng Phong; Giáo trình hướng dẫn sử dụng phần mềm Autodesk Inventor 2014. [7]. Fredrik Westin, Simulation of turbocharged SI-engines with focus on the turbine, Royal Institute of Technology, SE-100 44 Stockholm.  ISSN 0866 - 7056 TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn 155 Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển KHẢO SÁT ẢNH HƯỞNG CỦA VI SAI ĐẾN CHẤT LƯỢNG KÉO CỦA Ô TÔ SERVEY EFFECT OF DIFFERENTIAL TO TRACTION QUALITY OF AUTOMOBILE Phan Tấn Tài1, Đặng Ngọc Duyên2, Trần Văn Như3 1 Khoa Kỹ thuật và Công nghệ, Trường Đại học Trà Vinh 2 Khoa Cơ khí, Trường Đại học Thủy lợi 3 Khoa Cơ khí, Trường Đại học Giao thông Vận tải TÓM TẮT Vi sai giữa các bánh xe chủ động trên ô tô có nhiệm vụ truyền và phân phối mô men đến các bánh xe chủ động, đồng thời tạo điều kiện cho các bánh xe ở hai bên quay với tốc độ khác nhau khi ô tô chuyển động quay vòng. Tuy nhiên, ở chế độ chuyển động thẳng, nếu lực bám ở hai bên bánh xe khác nhau làm cho sự phân phối mô men giữa hai bên bánh xe không đều nhau, phân phối nhiều hơn cho bên bánh xe có lực bám thấp làm tăng sự trượt của bánh xe đó và mất mát lực kéo. Bài báo khảo sát sự ảnh hưởng của vi sai đến lực kéo phân phối giữa 2 bên bánh xe chủ động trên cơ sở mô hình động lực học hệ thống truyền lực có kể đến vi sai. Kết quả khảo sát, phân tích và mô hình động lực học xây dựng là cơ sở cho nghiên cứu thiết kế các hệ thống nâng cao chất lượng kéo như hệ thống vi sai tích cực, hệ thống điều khiển lực kéo... Từ khóa: Vi sai; Hệ thống truyền lực; Lực kéo; Mô hình động lực học. ABSTRACT Differential between the active wheels on cars is responsible for transmitting and distributing torque to the active wheels, and at the same time enabling the wheels on both sides to rotate at different speeds when the car is moving turn around. However, in linear motion mode, if the grip force on the two wheel sides is different makes the torque distribution between the two wheel sides uneven, distributing more to the low grip force wheel side increases slipping of the wheel and loss of traction. The paper examines the effect of differentials on the distributed traction between the two wheels on the basis of the powertrain dynamics model, including the differential. The results of the survey, analysis and dynamic model were built as the basis for the research and design of high quality improvement systems such as active differential system, traction control system, etc. Keywords: Differential, powertrain, traction, dynamic model. 156 ISSN 0866 - 7056 TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển 1. GIỚI THIỆU Hệ thống truyền lực ô tô thường gồm: Li hợp, hộp số, hộp phân phối, truyền động các đăng, truyền lực chính, vi sai, bán trục và truyền lực cuối cùng. Mô men xoắn được truyền từ động cơ qua hệ thống truyền lực tới các bánh xe chủ động. Trong hệ thống truyền lực, bộ vi sai đặt giữa các bánh xe chủ động tạo điều kiện cho các bánh xe ở hai bên quay với tốc độ khác nhau khi ô tô chuyển động quay vòng, hạn chế sự trượt quay ở bánh xe, không mài mòn lốp xe và đảm bảo dễ dàng điều khiển hướng chuyển động… Khi không kể đến nội ma sát trong vi sai, mô men kéo được phân phối đều ở hai bánh xe chủ động ở điều kiện làm việc bình thường. Nếu lực bám ở hai bên bánh xe khác nhau làm cho sự phân phối mô men giữa hai bên bánh xe không đều nhau, phân phối nhiều hơn cho bên bánh xe có lực bám thấp làm tăng sự trượt của bánh xe đó và mất mát lực kéo. Có nhiều nghiên cứu liên quan đến vấn đề này, điển hình như nghiên cứu của Battiato and và Diserens (2017), nghiên cứu khả năng kéo khi di chuyển trên các loại đường khác nhau, qua đó đánh giá được hiệu suất lực kéo thay đổi theo sự thay đổi của tải trọng đặt lên bánh xe và áp suất lốp. Suwat (2015) đã nghiên cứu kiểm soát lực kéo bằng việc khảo sát tỉ lệ trượt bánh xe đạt theo mục tiêu mong muốn. Trong đó, tác giả đã nghiên cứu mô phỏng và thực nghiệm minh họa bộ kiểm soát dựa vào khảo sát mô hình trượt phi tuyến, tỉ lệ trượt mong muốn và kết quả xử lý khi thay đổi ma sát đột ngột giữa bánh xe và đường. Nghiên cứu của Saurabh and Anand (2013) đã sử dụng phương pháp bond graph để mô hình hóa và mô phỏng động lực của bộ truyền động vi sai cơ khí. Các liên kết được ràng buộc thích hợp dựa trên bản chất sự tương tác giữa các liên kết với nhau. Kết quả mô phỏng thể hiện chi tiết về đáp ứng động lực học của vi sai. Tuy nhiên, trong nghiên cứu này chưa xét đến hệ số cản dầu và nội ma sát của vi sai. Trong Luận án Tiến sĩ: “Nghiên cứu nâng cao chất lượng động lực học cơ cấu vi sai cầu xe tải nhỏ sử dụng trong nông lâm nghiệp” của Lê Hoàng Anh (2017), tác giả đã xây dựng mô hình động học, động lực học cơ cấu vi sai có xét đến nội ma sát, khảo sát động lực học của cơ cấu vi sai với các điều kiện cản của đường khác nhau. Tuy nhiên, nghiên cứu này mới chỉ quan tâm đến mô hình động lực học vi sai, chưa kể đến mô hình động lực học đẩy đủ của hệ thống truyền lực. Trong bài báo này, trình bày kết quả xây dựng mô hình động lực học hệ thống truyền lực có kể đến động lực học của vi sai và khảo sát lực kéo phân phối cho các bánh, khả năng di chuyển của ô tô khi chuyển động thẳng trên đường có hệ số bám ở hai bên bánh xe khác nhau. Mô hình động lực học và kết quả khảo sát là cơ sở cho nghiên cứu các giải pháp điều khiển lực kéo của ô tô. 2. NỘI DUNG 2.1. Xây dựng mô hình động lực học hệ thống truyền lực Động lực học hệ thống truyền động gồm các phần tử có khối lượng liên kết với nhau. Để đơn giản hóa, mô hình động lực học được xây dựng trên cơ sở quy dẫn các phần tử có khối lượng về mô hình mô men quán tính khối – độ cứng chống xoắn – cản nhớt. Các liên kết giữa các phần tử của hệ thống truyền lực thông thường có liên kết ma sát, liên kết khớp bánh răng, then hoa, khớp các đăng… Trong nghiên cứu này, tác giả xây dựng mô hình dựa trên cơ sở nguyên lí D’Alambert kết hợp với phương pháp Newton – Euler. Mô hình hóa hệ thống truyền lực được trình bày ở Hình 1. Trong đó:  ISSN 0866 - 7056 TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn 157 Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển Je là mô men quán tính các chi tiết chuyển động của động cơ và phần tử chủ động li hợp quy dẫn về trục thứ cấp của hộp số; Jt là mô men quán tính khối lượng tương đương của hộp số quy dẫn về trục thức cấp; J0 là mô men quán tính khối tương đương của bánh răng chủ động trong truyền lực chính và trục các đăng; tương tự J1, J2, J3, J4, J5, J6 lần lượt là mô men quán tính khối tương đương của bánh răng bị động trong truyền lực chính, bánh răng hành tinh, bánh răng bán trục bên trái và bên phải, bánh xe chủ động bên trái và nửa bán trục trái, bánh xe chủ động bên phải và nửa bán trục phải. Me là mô men xoắn trên trục khuỷu động cơ; M0 là mô men xoắn trên bánh răng chủ động của truyền lực chính; ωe, ωt, ω0, ω1, ω2, ω3, ω4, ω5, ω6 tương ứng là tốc độ quay của động cơ, trục hộp số, bánh răng chủ động truyền lực chính, bánh răng bị động, bánh răng hành tinh, bánh răng bán trục bên trái và bên phải. k1, k2, k3, k4 tương ứng là hệ số độ cứng tương đương của các lò xo giảm chấn li hợp, trục các đăng, bán trục bên trái, bán trục bên phải; c1, c2, c3, c4 tương ứng là hệ số cản của giảm chấn li hợp, của trục các đăng, bán trục bên trái và bên phải. T5, T6 là mô men phanh trên bánh xe bên trái và bên phải. F5, F6 – tương ứng lực bám giữa bánh xe và mặt đường bên trái và bên phải. Hình 1. Mô hình động lực học của hệ thống truyền lực có kể đến vi sai. 158 ISSN 0866 - 7056 Áp dụng nguyên lí D’Alambertxây dựng hệ phương trình vi phân mô hình động lực học hệ thống truyền lực ô tô thể hiện trong phương trình (1). Trong đó, mô hình tiếp xúc giữa bánh xe và mặt đường sử dụng mô hình Pacejka (2012) và có kể đến động lực học hệ số trượt trong nghiên cứu của Trần Văn Như và các cộng sự (2016). 1   = ϕe J . ( M e − M 1 ) e  1  ϕt = J . ( M 1 − M 2 ) t   a a     A.  M 0 . 1 − T3  − B.  M 0 . 1 − T4   2 2     ϕ3 =  A2 − B 2  a a      B.  M 0 . 1 − T3  − A.  M 0 . 1 − T4   2 2     ϕ4 = 2 2 − B A  ϕ = 1 . T − F .r − T  5 J ( 3 5 b 5) 5  1   ϕ6 = J . (T4 − F6 .rb − T6 ) 6  (1) Với: a12 1 = A J 0 . + J1. + J 3 + 2.J 2 .a22 4 4 2 a 1 B = J 0 . 1 + J1. − 2.J 2 .a22 4 4 (2) (3) Trong đó: M1, M2 tương ứng là mô men xoắn trên trục ly hợp, trục các đăng; J5, J6 tương ứng là mô men quán tính khối tương đương của bánh xe chủ động và bán trục bên trái, bên phải; rb là bán kính bánh xe; a1 là tỉ số truyền của truyền lực chính, a2 là tỉ số truyền của cặp bánh răng hành tinh và bánh răng bán trục; φe, φt, φ3, φ4 φ5, φ6 tương ứng là góc quay của trục khuỷu, của trục thứ cấp hộp số, của bánh răng bán trục bên trái và bên phải, của bán trục bên trái và bên phải; T3 và T4 là mô men đàn hồi và mô men cản của bán trục bên trái và phải. TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển 2.2. Khảo sát lực kéo và động lực học của ô tô số bám bên bánh trái nhỏ hơn so với bên phải. Thông số mô hình lực bám của bánh xe bên phải thể hiện trong Bảng 1 (Trần Văn Như et al (2016), cho bánh xe bên trái btri = α.bpi. Khảo sát với α = 0; 0,25; 0.5; 0.75; 1. Mô men phanh ở hai bên bánh xe T5=T6=0. Trên cơ sở mô hình động lực học đã xây dựng, phần này thực hiện khảo sát lực kéo ở 2 bên bánh xe và khả năng chuyển động của ô tô khi ô tô chuyển động thẳng trên đường có hệ số bám ở 2 bên bánh xe là khác nhau. Giả sử hệ Bảng 1. Thông số mô hình lốp khảo sát: Thông số mô hình lực bám Bên phải (bp) Bên trái (btr= α *bp) Mô hình mô phỏng được xây dựng bằng phần mềm MatlabSimulink. Kết quả mô phỏng thể hiện các đại lượng động lực học của hệ thống gồm: Tốc độ quay của trục động cơ (ωe) quy dẫn về trục sơ cấp của hộp số; tốc độ quay của trục thứ cấp hộp số (ωt); tốc độ góc của bánh răng chủ động của truyền lực chính (ω0); tốc độ góc của vỏ vi sai (ω1); tốc độ góc của bánh răng hành tinh (ω2); tốc độ góc của hai bánh răng bán trục trái (ω3) và phải (ω4) tốc độ góc của bánh xe bên phải và trái (ω5, ω6); vận tốc của ô tô (v); lực kéo ở bánh xe chủ động (F5, F6) và độ trượt của bánh xe bên phải và bên trái. b1 1.7 b2 0.0 b3 1.02 b4 0.0 b5 0.21 b6 0.0 b7 0.0 b8 0.0 b9 0.8 ... ... ... ... ... ... ... ... ... Hình 3. Độ trượt của bánh xe bên trái và bánh xe bên phải (α=0.5). Hình 4. Vận tốc của ô tô (α=0.5). Hình 5. Lực kéo của bánh xe bên trái và phải (α=0.5). Hình 2. Tốc độ góc của bánh xe bên trái và bánh xe bên phải (α=0.5). Kết quả mô phỏng ứng với α=0.5, thể hiện trên Hình 2 đến Hình 5. Tốc độ quay của bánh xe bên trái (ω5), trên đường có hệ số bám thấp hơn, lớn hơn so với bánh xe bên  ISSN 0866 - 7056 TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn 159 Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển phải (Hình 2). Bánh xe bên trái bị trượt hoàn toàn sau khoảng 1,2s mô phỏng (Hình 3), trong khi đó, bánh xe bên phải vẫn nằm trong giới hạn trượt. Lực kéo phân phối 2 bên bánh xe thể hiện trên Hình 5. Lực kéo trên bánh xe có hệ số bám thấp (F5) đạt giá trị giới hạn khi bánh xe bên trái trượt hoàn toàn (khoảng 1.2s mô phỏng). Trong giai đoạn đầu chưa ổn định, lực kéo trên bánh xe có hệ số bám cao (F6) lớn hơn. Tuy nhiên, sau đó ở giai đoạn ổn định, lực kéo trên bánh xe có hệ số bám cao giảm bằng với lực kéo bên bánh xe có hệ số bám thấp. Do đó không tận dụng được lực bám bên đường có hệ số bám cao. Tổng lực kéo bằng 2 lần lực kéo trên đường có hệ số bám thấp. Kết quả khảo sát tương tự như đối với trường hợp α = 0; 0,25; 0.75; 1 thể hiện trên Hình 6, 7 và 8. Hình 6, thể hiện vận tốc của ô tô trong trường hợp khảo sát hệ số bám bên bánh xe bên phải bằng 0, ô tô không có khả năng di chuyển. Tổng lực kéo của hai bánh xe ở giai đoạn ổn định bằng 0. Trường hợp khảo sát với α = 1, lực kéo phân phối đều cho hai bên bánh xe (Hình 8) và tận dụng được lực bám của bánh xe với mặt đường. Vận tốc chuyển động của ô tô trong trường hợp này thể hiện trên Hình 7. Hình 6. Vận tốc của ô tô, với α=0. 160 Hình 7. Vận tốc của ô tô, với α=1. Hình 8. Lực kéo của bánh xe bên trái và bánh xe bên phải, với α=0, α=0,25; α=0,5; α=0,75; α=1. Kết quả khảo sát cho thấy, sự ảnh hưởng vi sai đến phân bố lực kéo giữa 2 bên bánh xe khi khả năng bám giữa bánh xe và mặt đường ở 2 bên là khác nhau. Lực kéo tổng cộng của 2 bên bánh xe bằng 2 lần lực kéo ở bên bánh xe có hệ số bám thấp, như vậy, không tận dụng được lực bám ở bên có hệ số bám cao. Để nâng cao chất lượng kéo, trên các ô tô hiện đại được trang bị hệ thống điều khiển lực kéo. Hệ thống ATRC (Active Traction Control) sử dụng cơ cấu chấp hanh phanh ABS để tạo một lực phanh lên bánh xe có hệ số bám thấp (bánh xe có khả năng bị trượt) để phân phối lực kéo lên bánh xe có hệ số bám cao, tận dụng được lực bám của bánh xe. Trên Hình 9, 10 và 11 thể hiện kết quả mô phỏng với ISSN 0866 - 7056 TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển trường hợp đặt một mô men phanh T5, xác định theo (4), lên bánh xe có hệ số thấp (bánh xe bên trái). T5 = k .ω5 (4) Trong đó: k là hệ số điều chỉnh mô men phanh ở bên bánh trái, lấy theo Bảng 2. Hình 10. Độ trượt của bánh xe bên trái và bên phải, với và k = 3000. Bảng 2. Các giá trị hệ số α và hệ số k: Trường hợp α k 1 2 0 0,25 3000 1000 3 0,5 500 4 0,75 300 5 1 0 Qua kết quả khảo sát cho thấy, với mô men phanh tác động lên bánh xe có hệ số bám thấp làm tăng lực kéo bên bánh xe có hệ số bám cao (F6 – Hình 9). Như vậy, với giải pháp phanh bánh xe bên đường có hệ số bám thấp có thể giúp tăng lực kéo của ô tô. Ngoài ra, để nâng cao chất lượng kéo, trên ô tô còn sử dụng vi sai tích cực (Active differential), Vi sai có nội ma sát hoặc khóa vi sai. Hình 9. Lực kéo của bánh xe bên trái và bên phải trong các trường hợp như ở bảng 3. Hình 11. Độ trượt của bánh xe bên trái và bên phải, với và k = 500. 3. KẾT LUẬN Mô hình động lực học truyền động của ô tô được xây dựng theo nguyên lí D’Alambert bằng cách quy dẫn các phần tử có khối lượng về mô hình mô men quán tính khối – độ cứng chống xoắn – cản nhớt để mô hình hóa các chi tiết trong hệ thống truyền lực. Xây dựng mô hình động lực học của hệ thống có xét đến các tổn hao trong cơ cấu vi sai, chú trọng đến mô hình động lực học tương tác giữa bánh xe và mặt đường, xét đến độ trượt dọc của bánh xe, một trong những thông số quan trọng ảnh hưởng đến chất lượng kéo của ô tô. Sử dụng phần mềm Matlab Simulink để mô phỏng, quá trình mô phỏng cho ta thấy được kết quả: Vận tốc của xe, độ trượt của bánh xe chủ động và lực kéo truyền xuống hai bên bánh xe chủ động trong 5 trường hợp thay đổi ộ trượtsự chênh lệch hệ số bám giữa 2 bên bánh  ISSN 0866 - 7056 TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn 161 Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển xe và thay đổi hệ số điều chỉnh mô men phanh ở bánh xe có độ bám thấp. Từ kết quả trên, ta có thể đánh giá rằng việc xây dựng mô hình động lực học của hệ thống truyền động động là phù hợp với quy luật chuyển động của ô tô. Kết quả khảo sát cho ta đánh giá một cách định lượng sự phân bổ lực kéo giữa 2 bên bánh xe chủ động khi có vi vai. Đánh giá sự phân bổ lực kéo khi có tác động phanh ở bánh xe có hệ số bám nhỏ hơn. Các kết quả nghiên cứu này là tiền đề cho nghiên cứu điều khiển lực kéo trên ô tô, nhằm nâng cao chất lượng kéo.  Tài liệu tham khảo: [1]. Battiato A. and Diserens E.(2017), Tractor traction performance simulation on differently textured soils and validation: A basic study to make traction and energy requirements accessible to the practice, Soil and Tillage Research. Vol. 166, 3/2017; pp. 18-32. Published by Elsevier Ltd. [2]. Kuntanapreeda S. (2015), Super twisting sliding mode traction control of vehicles with tractive force observer, Control engineering practice, Vol. 38, 5/2015; pp. 26-36, Published by Elsevier Ltd. 162 ISSN 0866 - 7056 [3]. Goyal S. and Vaz Anand (2013). Modeling and simulation of dynamics of differential gear train mechanism using bond graph, Proceedings of the 1st International and 16th National Conference on Machines and Mechanisms (iNaCoMM2013), IIT Roorkee, India, Dec 18-20, 2013. [4]. Lê Hoàng Anh (2017); Nghiên cứu nâng cao chất lượng động lực học cơ cấu vi sai cầu xe tải nhỏ sử dụng trong nông lâm nghiệp, Luận án Tiến sĩ kỹ thuật, Trường Đại học Lâm nghiệp Hà Nội. [5]. Pacejka H.(2012); Tyre and Vehicle Dynamics. 3rd Edition, Butterworth Heinemann, April 2012. [6]. Trần Văn Như, Đinh Quang Vũ, Nguyễn Hữu Mạnh, Đặng Việt Hà (2016); Phát triển mô hình động lực học theo phương dọc của lốp trên cơ sở mô hình Pacejka, Tạp chí Cơ khí Việt Nam, số đặc biệt 9/2016; tr. 261-267. [7]. Phan Tấn Tài (2018); Phân tích các yếu tố ảnh hưởng đến hiệu suất truyền lực trên ô tô, Hội thảo khoa học cấp trường: Các vấn đề nghiên cứu về khoa học kỹ thuật. 20/6/2018, Đại học Trà Vinh. TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển LỰA CHỌN DUNG SAI CHO MỐI GHÉP ĐỘ DÔI SELECTION OF TOLERANCE FOR INTERFERENCE FITS Nguyễn Hữu Lộc1, Nguyễn Thanh Hải1, Đinh Lê Cao Kỳ2, Lê Thúy Anh1 1 Trường Đại học Bách khoa, Đại học Quốc gia TP. Hồ Chí Minh 2 Trường Đại học Công nghệ Thực phẩm TP. Hồ Chí Minh TÓM TẮT Trong bài báo này, trình bày lựa chọn dung sai mối ghép có độ dôi phụ thuộc vào độ dôi nhỏ nhất và lớn nhất của mối ghép, trình tự phương pháp tính toán xác suất độ dôi của dung sai được lựa chọn, từ đó đưa ra đồ thị chọn dung sai phụ thuộc tải trọng tác dụng. Tính toán mối ghép độ dôi dựa theo tiêu chuẩn ISO, TCVN và các tiêu chuẩn quốc tế khác… Đồng thời, giới thiệu hệ thống CAD tính toán lựa chọn độ dôi. Từ khóa: Mối ghép độ dôi; Độ dôi thực tế; Dung sai; Tải trọng; Tiêu chuẩn… ABSTRACT In this paper presenting the press fit calculation depends on the minimum and maximum practicable interference of the fit, the sequence of methods to select and calculate the probability of selected tolerance, from which the graph of choosing suitable tolerances depends on the required transmitted load. Maximum practicable interference is calculated from condition of material strength limit. The calculation designs a fit according to the corresponding standards, such as ISO, TCVN and others. Also introduced CAD system for press fit and limits/fit calculator. Keywords: Interference fit, Practicable interference, tolerances, transmitted load, standards. 1. GIỚI THIỆU Trong các mối ghép, chi tiết máy có độ dôi phổ biến nhất là mối ghép có bề mặt tiếp xúc là hình trụ tròn. Độ dôi cần thiết được xác định bằng hiệu giữa đường kính trục và đường kính lỗ. Chi tiết được giữ cố định trên trục nhờ vào lực ma sát trên bề mặt tiếp xúc. Lực ma sát này sinh ra là do lực đàn hồi của các chi tiết biến dạng. Trong thực tế, sử dụng kết hợp giữa mối ghép độ dôi với các mối ghép khác, ví dụ then hoặc ren, trong đó, mối ghép bằng độ dôi có thể chính hoặc phụ. Độ tin cậy mối ghép bằng độ dôi phụ thuộc chủ yếu vào kích thước độ dôi, giá trị này phụ thuộc vào dung sai lắp ghép được chọn [2, 3, 4]. Các phương pháp lắp các chi tiết ghép: Phương pháp ép hoặc ép thủy lực, phương pháp nung nóng chi tiết bao và làm lạnh chi tiết bị bao,... Độ tin cậy mối ghép khi sử dụng phương pháp nung nóng chi tiết bao và làm lạnh chi tiết bị bao cao hơn 1,5 lần so với mối ghép sử dụng phương pháp ép, bởi vì khi ép làm san bằng  ISSN 0866 - 7056 TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn 163 Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển một phần những nhấp nhô của bề mặt lắp ghép, khiến độ dôi bị giảm đi và làm giảm độ bền mối ghép. Giá trị độ dôi tương ứng dạng dung sai mối ghép bằng độ dôi được xác định phụ thuộc vào áp suất cần thiết trên bề mặt lắp các chi tiết ghép. Áp suất cần thiết để tạo lực ma sát sinh ra trên bề mặt ghép thắng được ngoại lực tác dụng lên chi tiết ghép. Thay đổi ứng suất theo chu kỳ dẫn đến hiện tượng trượt tế vi bề mặt ghép, dẫn đến mài mòn và ta gọi nó là ăn mòn tiếp xúc. Độ dôi khi đó giảm đáng kể và dẫn đến hiện tượng bánh răng xoay tương đối so với trục [2]. Nghiên cứu về mối ghép độ dôi được thực hiện nhiều trong và ngoài nước, tập trung vào độ bền mối ghép, lựa chọn độ dôi phù hợp, mô phỏng mối ghép, các giải pháp công nghệ nâng cao khả năng làm việc và tuổi thộ mối ghép [2-4, 8]. Thời gian gần đây, nhiều nghiên cứu liên quan ttisnh toán theo độ tin cậy [5-7]. Tải trọng Chỉ có Fa, N Áp suất bề mặt ghép p min = KFa fπdl Trong đó: p - Áp suất trung bình trên bề mặt tiếp xúc, MPa; K - Hệ số an toàn tiếp xúc có giá trị từ 3…4,5; f - hệ số ma sát; d, l Đường kính và chiều dài bề mặt ghép, mm. 2) Xác định các hệ số C1, C2: 2 2  d  d  1+   1+  1   d2  +=  d  −µ ; C1 = µ1 ; C2 2 2 2  d   d1  1 − 1−   d    d2  Trong đó: d - Đường kính lắp danh 164 ISSN 0866 - 7056 2. CƠ SỞ LỰA CHỌN VÀ TÍNH TOÁN MỐI GHÉP CÓ ĐỘ DÔI 2.1. Lựa chọn dung sai mối ghép Mô hình tính toán mối ghép độ dôi như hình 1. Sau khi lắp trên bề mặp ghép có áp suất nén đáng kể. Do đó, tính toán đảm bảo độ bền mối ghép theo độ dôi nhỏ nhất và độ bền chi tiết ghép tho độ dôi lớn nhất. Hình 1. Mô hình tính. Lựa chọn dung sai cho mối ghép độ dôi được thực hiện theo trình tự 8 bước như sau: 1) Áp suất bề mặt nhỏ nhất trong bề mặt ghép tùy thuộc lực tác dụng: Chỉ có T, Nm pmin = 2KT 2 f πd l Đồng thời Fa, T pmin = K Ft2 + Fa2 f πdl nghĩa; d1, d2 - Đường kính lỗ chi tiết bị bao và bao (đối với trục đặc thì d1 = 0); E1, E2 - môđun đàn hồi vật liệu chi tiết bao và bị bao; μ1, μ2 Hệ số Poisson vật liệu chi tiết bao và bị bao. 3) Tính độ dôi nhỏ nhất: C C  = N c min p min d  1 +   E1 E 2  4) Do trong quá trình ép các chi tiết ghép khi lắp, các nhấp nhô bề mặt bị san bằng, do đo độ dôi nhỏ nhất cần tính đến khoảng giá TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển trị bị san bằng này: H=(Rz1 +Rz2) ≈ 4(Ra1+Ra2) 5) Độ dôi thực tế nhỏ nhất: ' Npmin=Ncmin+ H 6) Áp suất cho phép lớn nhất pmax xác định theo độ bền chi tiết bao và bị bao, là giá trị nhỏ nhất trong 2 giá trị: 2 σ ch  d   1  pmax1 = 1 −  1  ;  d  2      2 σ ch   d   2  pmax 2 = 1−   d   2   2   Trường hợp trục đặc d1 = 0, suy ra 1) Giá trị trung bình và độ lệch chuẩn may ơ D: mD= d+ (ES+EI)/2; SD= (ES-EI)/6. 2) Gía trị trung bình và độ lệch chuẩn trục d: md= d+ (es+ei)/2; Sd= (es-ei)/6. 3) Bánh răng được lắp vào trục với mối ghép có kích thước và dung sai như hình 1. Giả sử kích thước trục và lỗ phân phối theo quy luật chuẩn. Hàm trạng thái tới hạn độ dôi: g = d – D. 4) Giá trị trung bình độ dôi: mg = md - mD. 5) Độ lệch chuẩn độ dôi: . Các ký hiệu σch2 và σch1 là giới hạn chảy vật liệu chi tiết bao và bị bao. 7) Độ dôi thực tế lớn nhất: C C  N pmax = pmax d  1 + 2  + H  E1 E 2  8) Chọn mối ghép có độ dôi: Nmin = Nmin = ei – ES ≥ Npmin và Npmax ≥ Nmax= es – EI Hình 2. Lựa chọn dung sai lắp ghép cho mối ghép. 2.2. Xác suất lắp có độ dôi Bánh răng được lắp vào trục với mối ghép có kích thước và dung sai như hình 1. Giả sử kích thước trục và lỗ phân phối theo quy luật chuẩn. Khi đó, xác định xác suất lắp có độ dôi được xác định theo trình tự 7 bước như sau: 6) Điểm phân vị độ dôi: 7) Tra bảng ta tìm được xác suất có độ dôi là: P (d ≥ D. 2.3. Độ tin cậy mối ghép độ dôi Độ tin cậy mối ghép bằng độ dôi được tính là do có sự phân tán lớn các đại lượng như: Độ dôi (hiệu số giữa đường kính trục và ổ), hệ số ma sát (phụ thuộc vào trạng thái bề mặt, các tạp chất (hạt mòn) rơi vào mối ghép) và tải trọng ngoài… [8]. Xác suất làm việc không hỏng mối ghép bằng độ dôi sẽ tính bằng xác suất làm việc không hỏng theo độ bền mối ghép Rmg (Rmg = P(T < Tlim) theo độ dôi nhỏ nhất và xác suất làm việc không hỏng của độ bền chi tiết Rct (Rct = P(σtd < σch) theo độ dôi lớn nhất. R = RmgRct Xác suất làm việc không hỏng theo độ bền mối ghép Rmg (độ dôi nhỏ nhất có thể chịu  lực dọc trục hoặc mô men xoán lớn nhất). ISSN 0866 - 7056 TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn 165 Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển Theo điều kiện độ dôi nhỏ nhất đảm bảo truyền mô men xoắn Tmax hoặc lực dọc trục Famax lớn nhất. Xác suất làm việc không hỏng mối ghép Rmg theo tiêu chuẩn độ bền mối ghép xác định theo công thức z1: Trong đó: σtd - Ứng suất tương đương lớn nhất; σch - Giới hạn chảy vật liệu chi tiết. Giá tri tải trọng giới hạn Flim có thể là Tlim, Falim hoặc Ft2lim + Fa2lim với Tlim, Falim là mômen lớn nhất và lực dọc trục lớn nhất có thể truyền của mối ghép có đường kính d (mm), chiều dài l (mm) độ dôi N(μm), áp suất trên bề mặt p (MPa) và hệ số ma sát f. Xác suất làm việc không hỏng của độ bền chi tiết Rct (chi tiết bao và bị bao đảm bảo độ bền với độ dôi lớn nhất). Xác suất làm việc không hỏng Rct theo độ bền chi tiết xác định theo z1ct: 3. KẾT QUẢ TÍNH TOÁN 3.1. Chọn mối ghép độ dôi Chọn mối ghép có độ dôi (Hình 2) chịu tác dụng mô men xoắn, cho biết d =40mm, d2 = 80mm, d1= 0 (trục đặc), l = 30mm. Vật liệu trục và ống – thép CT50, ED= Ed = 2,06. 1011Pa, μD =μd = 0,3. Độ nhám bề mặt RzD= 1,6μm, Rzd= 1,6μm. Phương pháp lắp: Nung nóng trục, khi đó f = 0,14. Giới hạn chảy σch=310MPa. Kết quả tính toán theo trình tự đã trình bày có kết quả như sau: Chọn dung sai với mô men xoắn TT Đại lượng T = 20Nm T = 80Nm T = 120Nm 1 Độ dôi thực tế nhỏ nhất 7,75μm Npmin ≈ 16,6 μm 22,5μm 2 Độ dôi thực tế lớn nhất 65,06μm Npmin= 65,06μm 65,06μm 3 Chọn mối ghép có độ dôi Nmin ≥ Npmin Npmax ≥ Nmax Chọn ϕ40H7/r6 với Nmin =19μm và Nmax = 50μm Chọn ϕ40H7/s6 với Nmin = 18μm và Nmax = 59μm họn ϕ40H7/t6 với Nmin = 3μm và Nmax = 64μm Trên cơ sở kết quả tính toán ta xây dựng đò thị lựa chọn dung sai mối ghép có độ dôi tùy thuộc vào giá trị và dạng tải trọng như Hình 3a,c. 166 ISSN 0866 - 7056 TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển Hình 3. Lựa chọn dung sai phụ thuộc tải trọng tác dụng. 3.2. Ứng dụng máy tính để tính toán mối ghép có độ dôi Phần mềm Autodesk Inventor cho phép lựa chọn và tính toán kiểm nghiệm mối ghép độ dôi đã chọn có phù hợp không, bao gồm 3 tab: Tolerance Calculator, Limits/Fits Calculator và Press Fit Calculator (Hình 4). 3.3. Tính xác suất có độ dôi Hình 4. Lựa chọn và kiểm nghiệm mối ghép có độ dôi. Bánh răng được lắp vào trục với mối ghép có kích thước và dung sai như Hình 2. Giả sử kích thước trục và lỗ phân phối theo quy luật chuẩn. Cho biết kích thước danh nghĩa d = 40mm và xác định xác suất mối lắp có độ đôi cho các mối lắp sau H7/k6; H7/m6 H7/r6, H7/s6, H7/t6.  Hình 5. Hàm mật độ phân bố độ dôi theo dung sai mối ghép. ISSN 0866 - 7056 TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn 167 Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển Tính toán theo trình tự đã trình bày ta thu được bảng kết quả sau: 1 Dung sai H7/k6 H7/m6 H7/p6 H7/r6 H7/s6 H7/t6 2 Điểm phân vị z 0,523 -0,909 -4,951 -5,950 -7,775 -8,785 3 Xác suất có độ dôi P(d≥D) 0,2994 0,8181 0,99999963 0,99999999 0.9999999999 ≈1 Dựa vào kết quả này, ta nhận thấy rằng, miền phân bố giá trị dung sai mối ghép có độ dôi đều giống nhau, và chỉ khác nhau giá trị trung bình. Với các dung sai mối ghép H7/r6, H7/s6, H7/t6 thì xác xuất có độ dôi gần như bằng 1 (Hình 5). 4. KẾT LUẬN sau: Qua kết quả tính toán có các kết luận Tổng hợp quy trình lựa cho dung sai mối ghép có độ dôi gồm 8 bước, từ đây xây dựng các đồ thị lựa chọn dung sai mối ghép có độ dôi một cách nhanh chóng phụ thuộc vào tải trọng tác dụng. Kiểm tra và lựa chọn dung sai mối ghép độ dôi hợp lý dựa vào quy trình xác định xác suất độ dôi theo 7 bước. Xác định xác suất làm việc không hỏng mối ghép bằng độ dôi sẽ tính bằng xác suất làm việc không hỏng theo độ bền mối ghép theo độ dôi nhỏ nhất và xác suất làm việc không hỏng của độ bền chi tiết theo độ dôi lớn nhất. Cần có các giải pháp công nghệ và thiết kế để nâng cao khả năng làm việc và độ tin cậy mối ghép bằng độ dôi, ví dụ các giải pháp tăng hệ số ma sát, giảm độ san bằng nhấp nhô bề mặt, xác định nhiệt độ và lực ép phù hợp… Để tính toán mô phỏng, lựa chọn độ dôi hợp lý, công nghệ gia công bề mặt lắp phù hợp, 168 ISSN 0866 - 7056 các phương pháp lắp phù hợp, …cần thiết có nhiều nghiên cứu tiếp theo. Tài liệu tham khảo: [1]. Tiêu chuẩn Việt Nam TCVN 2244:1999 (ISO 286-1:1988) về hệ thống ISO về dung sai và lắp ghép – cơ sở của dung sai – sai lệch và lắp ghép. [2]. Nguyễn Hữu Lộc; Giáo trình cơ sở thiết kế máy, NXB. Đại học Quốc gia TP. Hồ Chí Minh, 2019. [3]. Nguyễn Hữu Lộc; Bài tập chi tiết máy, NXB. Đại học Quốc gia TP. Hồ Chí Minh, 2018. [4]. Nguyễn Hữu Lộc; Thiết kế máy và Chi tiết máy, NXB. Đại học Quốc gia TP. Hồ Chí Minh, 2020. [5]. Nguyen Huu Loc, Tran V. T., Pham Q. T., Reliability–based analysis of machine structure using second-order reliability method, Journal of Advanced Mechanical Design, Systems, and Manufacturing. Vol.13, No.3, 2019 [6]. Nguyen Huu Loc, Le Quang Thanh, Reliability based design of mechanical systems, 5th AUNSEED-Net Reginal Conference in Manufacturing Engineering Manila, Phillipines, 05-06 Nov. 2012. [7]. Nguyen Huu Loc, Reliability based design and analysis of mechanical sysems, Science and Technics Publishing house. 2010 (In Vietnamese). [8]. Xingyuan Wang, Zhifeng Lou, Xiaodong Wang, Chonglin Xu. A new analytical method for press-fit curve prediction of interference fitting parts, Journal of Materials Processing Technology, Volume 250, December 2017, Pages 16-24. TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển NGHIÊN CỨU GIA CÔNG CÁNH TURBO TRONG CƠ CẤU TURBO TĂNG ÁP TRÊN MÁY PHAY CNC HAAS VF2 A RESEARCH ON TURBO WING PROCESSING IN TURBOCHARGER STRUCTURE ON CNC HAAS VF2 MILLING MACHINE Lê Hồng Kỳ, Nguyễn Chí Thông Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long TÓM TẮT Cánh Turbo có cấu tạo rất đặc biệt, việc nghiên cứu thiết kế, đặc biệt là chế tạo chúng ở Việt Nam chưa nhiều và thiếu chuyên sâu. Bài báo trình bày kết quả nghiên cứu ban đầu của chuỗi công nghệ gia công cánh Turbo. Trong nghiên cứu này, việc thiết kế kỹ thuật và lập trình gia công được thực hiện bởi phần mềm Autodesk Inventor Professional. Sử dụng bộ Postprocessor để xuất mã gia công phù hợp cho việc gia công trên máy phay CNC 5 trục HAAS VF2 MUDULED TRT 160. Từ khóa: CAD/CAM/CNC, Turbo, Turbocharger, Autodesk Inventor, Postprocessor, HAAS VF2. ABSTRACT Turbo wing has a very special structure, but the design research, especially manufacturing them in Vietnam is not much and lack of depth. The paper presents the initial research results of the Turbo wing processing technology chain. In this study, engineering design and machining programming are done by Autodesk Inventor Professional software, using the Postprocessor to output the machining code appropriate for machining on the HAAS VF2 MUDULED TRT 160 5-axis CNC milling machine. Keywords: CAD/CAM/CNC, Turbo, Turbocharger, Autodesk Inventor, Postprocessor, HAAS VF2. 1. TỔNG QUAN Trong động cơ, nhiên liệu cháy không chỉ bị giới hạn ở số lượng nhiên liệu được phun vào mà còn cả lượng không khí pha trộn với lượng nhiên liệu đó. Bằng cách cưỡng ép không khí vào khoang nạp của động cơ ở một áp lực cao cho phép nhiều nhiên liệu được đốt cháy và kết quả là hiệu suất của động cơ tăng cao hơn. Turbo tăng áp (Turbocharger) là thiết bị được vận hành bởi chính khí thải của động cơ làm tăng hiệu suất động cơ bằng cách nén  không khí vào các buồng đốt. ISSN 0866 - 7056 TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn 169 Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển Bước 1: Thiết lập phôi để lập trình gia công chi tiết. Đặt vị trí góc tọa độ tại đáy phôi, đây cũng là giao điểm của các trục A, B, Z, chọn môi trường gia công CAM, khai báo kích thước phôi, xác định gốc phôi, như hình 2. Hình 1. Cấu tạo cơ cấu Turbocharger. Turbocharger gồm 2 khoang chính là turbin và buồng nén. Ở đó, 2 cánh quạt gắn trên đầu trục tạo nên sự khác biệt này. Khí xả của động cơ được dẫn tới một quạt turbin để quay trục và làm xoay quạt ở buồng nén, thực hiện nén khí vào khoang nạp khí của động cơ. Cánh Turbo có cấu tạo rất đặc biệt, việc nghiên cứu thiết kế, đặc biệt là chế tạo chúng ở Việt Nam vẫn còn là một thách thức lớn. Trong bài báo này, nhóm nghiên cứu sử dụng phần mềm Autodesk Inventor Professional để thiết kế, lập trình gia công cánh Turbo. Từ mã lệnh gia công, thực hiện việc gia công chi tiết trên máy phay CNC 5 trục HAAS VF2 MUDULED TRT 160. 2. LẬP TRÌNH GIA CÔNG CÁNH TURBO TRÊN INVENTOR HSM UTIMATE 2.1. Lập trình gia công cánh Turbo Lập trình gia công cánh turbo là phần quan trọng và chủ đạo của nghiên cứu. Để có thể lập trình gia công chi tiết ta cần xác định một số yếu tố quan trọng như: Phôi gia công, lựa chọn các chiến lược gia công phù hợp, thứ tự các chiến lược gia công, chế độ cắt, dụng cụ cắt khi gia công. Trong phần mềm Autodesk Inventor Professional tải thêm bộ công cụ HSM UTIMATE. Ở môi trường làm việc CAM, thứ tự các bước để lập trình gia công như sau: 170 ISSN 0866 - 7056 a) Môi trường lập trình gia công b) Setup phôi Cánh Turbo Hình 2. Môi trường gia công trên phần mềm Inventor. Bước 2: Chọn chiến lược chạy dao phù hợp với hình dáng kích thước phôi. i) Chiến lược chạy dao Face: Phay mặt đầu thiết lập để mở rộng vùng chạy dao, hình 3. Trình tự thực hiện gồm: Thiết lập chế độ cắt, dụng cụ cắt và dung dịch làm nguội, chọn Stock selection để thiết lập vùng gia công của dụng cụ cắt, thiết lập các mặt phẳng an toàn để hớt bỏ lượng dư trên mặt đầu, thiết lập các thông số công nghệ trên phần mềm, thiết lập chế độ vào dao, ra dao, chạy mô phỏng để kiểm tra sai sót TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển trong quá trình lập trình. Adaptive. Hình 3. Chiến lược chạy dao Face. Mã Gcode chương trình NC cho chiến lược chạy dao Face (trích) .... .... N25 T1 M6 N90 G0 Z205.182 N30 S800 M3 N95 G18 G3 X77.5 Z197.182 I-8. K0. N35 G54 F460. N40 G53 G0 X0. Y0. N100 G1 X33.5 N45 M11 N105 X-33.5 N50 M13 N110 G3 X-41.5 Z205.182 I0. K8. N55 G0 A0. B0. N115 G0 Z213.182 N60 M10 N125 G53 G0 Z0. ii) Chiến lược chạy dao Adaptive: Gia công thô cánh turbo, hình 4. Đây là chiến lược chạy dao dùng để gia công những biên dạng phức tạp mà các chiến lược chạy dao khác không thực hiện được. Trình tự thực hiện gồm: Thiết lập dụng cụ cắt, chế độ cắt và dung dịch làm nguội; thiết lập các mặt phẳng an toàn; thiết lập vùng gia công và hướng của dụng cụ cắt; thiết lập các thông số công nghệ như dung sai, lượng dư, chế độ làm mịn,...; chạy mô phỏng. Khi chạy mô phỏng chiến lược chạy dao, ta có thể hiệu chỉnh khi có sai sót. Có rất nhiều đường chạy dao không, đây là nhược điểm lớn nhất của chiến lược gia công thích nghi, hình 5a. Hình 5. Đường chạy dao khi mô phỏng chiến lược chạy dao Adaptive. Sử dụng dao phay ngón đường kính 4mm để gia công thô phần còn lại mà dao phay ngón đường kính 6mm không gia công được, hình 5b. Mã Gcode chương trình NC cho chiến lược chạy dao Adaptive (trích): % ......... O01002 (turbo) N6955 G0 Z48.5 N10 G90 G94 G17 N6960 M5 N15 G21 N6965 M9 N20 G53 G0 Z0. N6970 G53 G0 Z0. N25 T2 M6 N6975 M11 N40 G53 G0 X0. Y0. N6985 G0 A0. B0. N45 M11 N6990 M10 N55 G0 A90. B-149. N6995 M12 ..... N7000 G53 G0 X0. Y0. iii) Chiến lược chạy dao Parallel: Gia công tinh cánh turbo, hình 6. Hình 4. Một số bước trong chiến lược chạy dao Sau khi đã gia công thô chi tiết ta tiến hành gia trong tinh, hớt đi những lượng dư còn lại để hoàn thành sản phẩm bằng dao phay cầu  ISSN 0866 - 7056 TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn 171 Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển (ball mill). cùng để hoàn thiện cánh Turbo. Hình 7. Chiến lược chạy dao Warf. Hình 6. Chiến lược chạy dao Parallel. Trình tự thực hiện gồm: Thiết lập phần chế độ cắt, dụng cụ cắt và dung dịch làm nguội; khoan sâu lỗ trục trên thân cánh turbo; chạy mô phỏng trên phần mềm kiểm tra, sửa lỗi; thiết lập đường chạy, hướng của dụng cụ cắt; tiến hành gia công tinh. Mã Gcode chương trình NC cho chiến lược chạy dao Parallel (trích): Mã Gcode chương trình NC cho chiến lược chạy dao Warf (trích): N10 G90 G94 G17 .... N15 G21 N935 X24.568 Y-118.576 Z152.162 N20 G53 G0 Z0. N940 X24.634 Y-118.555 Z152.262 (Swarf1) N945 X24.658 Y-118.547 Z152.381 N30 S1000 M3 N950 Z156.705 F5000. N40 G53 G0 X0. Y0. N955 Y-127.87 Z169.339 N55 G0 A87.169 B-2.525 .... N10 G90 G94 G17 ………… N65 G0 X33.662 Y-211.726 N960 M5 N15 G21 N83705 M5 N70 G43 Z14.466 H4 N965 M9 N20 G53 G0 Z0. N83710 M9 N75 G93 G1 A87.169 B-2.525 N970 G53 G0 Z0. (Parallel1) N83715 G53 G0 Z0. F13.01 N985 G0 A0. B0. N25 T7 M6 N83720 M11 N80 G94 Y-167.366 Z12.272 N1000 G53 G0 X0. Y0. N30 S7000 M3 N83725 M13 N35 G54 N83730 G0 A0. B0. F5000. N1005 M30 N40 G53 G0 X0. Y0. N83735 M10 N45 M11 N83740 M12 N50 M13 N83745 G53 G0 X0. Y0. N55 G0 A59.619 B-5. N83750 M30 2.2. Xuất chương trình gia công iv) Chiến lược chạy dao Swarf: Đưa dụng cụ cắt ôm sát vào biên dạng gia công, hình 7. Khi sử dụng chiến lược chạy dao này tất cả các trục đều thay đổi tọa độ và tạo ra biên dạng rất chuẩn với thiết kế chi tiết ban đầu. Đây là chiến lược quan trọng trong lập trình CAM 5 trục. Đây cũng là chiến lược chạy dao cuối 172 ISSN 0866 - 7056 Sử dụng công cụ POSTPROCESSOR, từ file lập trình gia công CAM dạng Cutterdata sang mã Gcode để máy phay CNC 5 trục HAAS VF2 MODULE TRT160 có thể đọc và điều khiển gia công. POSTPROCESSOR Trunion sẽ chuyển tọa độ của dụng cụ cắt trên phần mềm sang tọa của máy CNC. Nói cách khác, sử dụng máy tính để đều khiển máy CNC thông qua POSTPROCESSOR. Tất cả các trục X,Y,Z, A, B đều thay đổi tọa độ cùng lúc để tạo ra biên dạng Turbo. Trích các dòng lệnh Gcode ứng với từng chiến lược được trình bày như TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển trên. 3. GIA CÔNG CÁNH TURBO TRÊN MÁY PHAY CNC 18 giây; Tổng quảng đường di chuyển của các trục: 308193m. Trên máy phay CNC 5 trục HAAS VF2 MUDULED TRT 160, sau khi gá đặt phôi (Nhôm 6061), tiến hành kiểm tra lại Gcode bằng cách mô phỏng chương trình gia công trên bảng điều khiển của máy CNC trước khi tiến hành chạy chương trình trực tiếp, hình 8a. Ngoài 3 trục X, Y, Z máy còn có thêm trục A của máy quay quanh X tối đa 240 độ, trục B quay quanh Y tối đa 360 độ. Sau khi gia công, tiến hành kiểm tra các kích thước cơ bản trên máy đo CMM (hình 8b) và nhám bề mặt trên cánh Tubo (hình 8c), kết quả: - Chiều cao cánh 33.9952mm (sai lệch - 0.0048), đường kính đỉnh biên dạng cánh 44.2335mm (sai lệch + 0.0335); - Độ nhám trên bề mặt cánh Tubo đạt cấp 8 (Ra=0.58µm, Rz = 2.819µm). 4. KẾT LUẬN Hình 8. Gia công, kiểm tra và đo độ nhám cánh Turbo. Tổng số dòng lệnh chương trình: 948597; Tổng số loại dụng cụ cắt tham gia gia công: 6 dao (Chiến lược Face sử dụng dao phay mặt đầu D=80mm độ cứng 70HRC hợp kim, chiến lược Adaptive sử dụng dao phay ngón D=6mm và D=4mm HSS-CO, chiến lược Parallel sử dụng dao phay cầu D=3mm R=1.5mm và D=4 R=2mm, HSS-CO, chiến lược Warf sử dụng dao phay cầu D=3mm R=1.5mm HSS-CO, chiến lược Drill sử dụng mũi khoan D=6mm HSS-CO). Tổng số trục chuyển động trong quá trình gia công; 5 trục; Tổng thời gian gia công: 8 giờ 43 phút Từ file thiết kế chi tiết cánh Turbo trên phần mềm Autodesk Inventor Professional, tác giả đã tiến hành lập trình gia công chi tiết đã thiết kế trên Inventor HSM theo hướng gia công 5 trục. Với công cụ POSTPROCESSOR Trunion phù hợp với máy HAAS VF2 MODULE TRT160, đã thực hiện gia công hoàn thiện sản phẩm trên máy phay CNC 5 trục HAAS VF2 MODULE TRT160. Bề mặt chi tiết cánh Tubo sau khi gia công đã được kiểm tra các kích thước cơ bản, sai lệch trung bình Ra và chiều cao nhấp nhô trung bình Rz. Tài liệu tham khảo: [1]. TS. Vũ Hoài Ân; Nền sản suất CNC; NXB. Khoa học Công nghệ, 2003. [2]. Thí Trọng Hảo, Nguyễn Thanh Mai; Máy phay và thực hành gia công trên máy phay, NXB. Giáo dục Việt Nam, 2009. [3]. Nhiều tác giả; Fachkunde Metall, NXB. Trẻ, 2018. [4]. Nhiều tác giả; Giáo trình Công nghệ CNC,  NXB. Giáo dục, 2008. ISSN 0866 - 7056 TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn 173 Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển CHẨN ĐOÁN HƯ HỎNG Ổ LĂN HỘP SỐ Ô TÔ BẰNG PHƯƠNG PHÁP PHÂN TÍCH RUNG ĐỘNG DIAGNOSIS THE BEARING DAMAGE OF AUTOMOTIVE TRANSMISSION BY THE VIBRATION ANALYSIS METHOD Phạm Hữu Truyền, Lê Khắc Bình Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vinh TÓM TẮT Chẩn đoán hư hỏng của các chi tiết, thiết bị cơ khí, máy móc bằng phương pháp phân tích rung động là phương pháp chẩn đoán hiện đại hiện nay. Thông qua việc phân tích rung động, có thể chẩn đoán được tình trạng kỹ thuật của máy mà không cần phải tháo, hạn chế thời gian dừng máy, giảm thiểu thiệt hại kinh tế. Bằng việc sử dụng thiết bị đo và phân tích rung động Microlog CMX-A44, nhóm tác giả đã tiến hành đo đạc, phân tích các tín hiệu rung động trong miền tần số của ổ lăn hộp số cơ khí nhằm đánh giá tình trạng kỹ thuật của ổ lăn. Từ khóa: Chẩn đoán; Rung động; Ổ lăn; Hộp số; Chẩn đoán ô tô. ABSTRACT Damage diagnosis of parts, mechanical equipment, machinery by vibration analysis is a modern diagnostic method. By analysing the vibration signals, it is possible to diagnose the technical condition of the machine without removing it to limiting downtime and minimizing the economic expense. By using the Microlog CMX-A44 vibration measurement and analysis equipment, the authors conducted the measurements and analysis of vibration signals in the frequency domain of the bearing in mechanical gearbox to evaluate the condition bearings. Keywords: Diagnosis, vibration, bearing, transmission, automotive diagnostic. 1. ĐẶT VẤN ĐỀ Chẩn đoán kỹ thuật nhằm phát hiện và nhận dạng các lỗi hư hỏng của các hệ thống kỹ thuật như các thiết bị, máy móc và kết cấu công trình thông qua các phép đo các thông số vật lý và đánh giá các triệu chứng hư hỏng của đối tượng chẩn đoán. Thông thường, công tác chẩn đoán được thực hiện theo hai bước là giám sát và chẩn đoán. 174 ISSN 0866 - 7056 Đối với ổ lăn, trong quá trình làm việc, các liên kết giữa con lăn (hoặc viên bi) với vòng trong và vòng ngoài của ổ dưới tác động của tải trọng và lực ma sát sẽ tạo ra các biến dạng cục bộ tại các vùng tiếp xúc, gây mài mòn và các vết tróc trên bề mặt làm việc của các chi tiết gây nên rung động trong quá trình làm việc của hộp số. Khi ổ lăn bị tróc do mỏi, mòn sẽ làm tăng khe hở hướng kính, làm giảm chất lượng hoạt động. Đây là nguyên nhân gây ra các hư TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển hỏng cục bộ trên các bề mặt trượt, làm giảm nhanh chóng khả năng chịu tải của ổ đỡ và dẫn đến phá hỏng một số chi tiết của ổ lăn. Việc phân tích rung động cho phép xác định các lực ngay khi nó vừa mới xuất hiện, nhằm có thể chẩn đoán và đánh giá thiệt hại mà chúng có thể gây ra, từ đó có kế hoạch bảo dưỡng nhằm ngăn ngừa hư hỏng hộp số, qua đó giảm chi phí sửa chữa cũng như thời gian dừng máy. Trong phạm vi nghiên cứu, nhóm tác giả sử dụng thiết bị đo và phân tích rung động Microlog CMX-A44 để đo độ lớn của rung động và sự phân bố của các tần số. Các kết quả kiểm tra có thể xác định được các nguyên nhân của các bất thường của vòng bi. Các dữ liệu đo được thay đổi theo điều kiện vận hành của vòng bi và vị trí đo rung động. 2. THỰC NGHIỆM ĐO RUNG ĐỘNG Ổ LĂN HỘP SỐ Để thực hiện đo các rung động của ổ lăn và các bánh răng một các chính xác thì vị trí đặt cảm biến phải đặt tại vị trí lắp các ổ lăn với vỏ hộp. Vị trí gắn cảm biến và sơ đồ lắp cảm biến như Hình 1. Hình 1. Các vị trí lắp cảm biến và vị trí đo rung động của ổ lăn. Các vị trí đo theo phương thẳng đứng: 1V, 2V, 3V. Các vị trí đo theo phương nằm ngang:1H, 2H, 3H. Việc xác định tần số làm việc của ca trong phụ thuộc và tốc độ quay của trục, vì vậy, phải tính toán tốc độ quay của các trục làm việc trong hộp số. Để ổn định trong quá trình đo dữ liệu, tốc độ của trục sơ cấp được thiết lập cố định 864 vòng/phút. Đồng thời để xác đinh tần số rung động của ổ lăn hộp số, ta chỉ cần tiến hành đo ở tay số 4 (số truyền thẳng) nhằm kiểm tra các ổ bi trên trục sơ cấp, thứ cấp và tay số 5 để kiểm tra ổ bi trên trục trung gian. Đối với hộp số đang khảo sát, tốc độ quay của các trục được tính toán theo Bảng 1: Bảng 1. Số vòng quay của các trục hộp số thực nghiệm: Tay số 4 5 Số vòng quay trục sơ cấp (v/ph) 864 864 Số vòng quay trục trung gian (v/ph) 592 (chạy không tải) 592 (chạy có tải) ISSN 0866 - 7056 Số vòng quay trục thứ cấp (v/ph) 864 1061 TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn 175  Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển Các số liệu đo được sẽ được xử lý và đối chiếu với bảng tiêu chuẩn để xác định mức độ hư hỏng của ổ lăn hộp số trong điều kiện làm việc. Bảng 2. Bảng tiêu chẩn Iso Standard 108861-1 đối với ổ bi. a. Đo tại 3 vị trí 1, 2, 3 với hộp số mới để thu thập tần số rung động của ổ lăn hộp số trong điều kiện làm việc đã xác định. Đây cũng là một bước nhằm kiểm chứng sự chính xác của thiết bị đo. b. Lần lượt đo tại các vị trí 1, 2 và 3 của hộp số thực nghiệm rung động của ổ lăn nhằm xác định các hư hỏng của nó. Đồng thời thực hiện đo ở 2 tay số 4 và 5 khi các trục đều có tải nhằm xác định mức độ rung động của các ổ lăn trong điều kiện mang tải. 3. CÁC KẾT QUẢ THỰC NGHIỆM ĐO RUNG ĐỘNG Ổ LĂN HỘP SỐ 3.1. Đối với vòng trong của ổ lăn Để xác định tần số hư hỏng của các chi tiết ổ lăn, ta sử dụng phần mềm Atlas. Bằng cách nhập các thông số kỹ thuật của ổ lăn hộp số thực nghiệm (gồm kích thước vòng trong, vòng ngoài, đường kính con lăn, hãng sản xuất, tốc độ quay,..vv) ta xác định được tần số hư hỏng của ổ lăn (Hình 2). Tần số hư hỏng của vòng trong ổ lăn được xác định là 70,9 Hz. Kết quả đo rung động vòng trong của ổ lăn với hộp số mới và hộp số thực nghiệm. Hình 3. Phổ đồ thị đo rung động vòng trong của ổ lăn đối với hộp số mới (a) và hộp số thực nghiệm (b). Hình 2. Phần mềm Atlas tra tần số hư hỏng các bộ phận của ổ lăn. Quá trình đo thu thập dữ liệu được được hiện tuần tự như sau: 176 ISSN 0866 - 7056 Với hộp số mới, kết quả cho thấy biên độ rung động đạt giá trị cực đại là 0,0232gE. Điều này có nghĩa là giới hạn tần số rung động của vòng trong ổ lăn đang nằm trong ngưỡng tốt (0,04). Tuy nhiên, đối với ổ lăn hộp số thực nghiệm, tại tần số 70,9 Hz, giá trị biên độ rung động đạt đỉnh là 0,395 gE. Đối chiếu với bảng tiêu chuẩn thì rung động này nằm trong vùng báo hỏng nghiêm trọng. TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển 3.2. Đối với vòng ngoài của ổ lăn Tần số hư hỏng của vòng trong ổ lăn được xác định là 44.24 Hz. Kết quả đo rung động vòng ngoài của ổ lăn với hộp số mới và hộp số thực nghiệm. Hình 5. Phổ đồ thị đo rung động con lăn của ổ lăn đối của hộp số mới (a) và hộp số thực nghiệm (b) Hình 4. Phổ đồ thị đo rung động vòng ngoài của ổ lăn đối với hộp số mới (a) và hộp số thực nghiệm (b). Tại tần số 43.8 Hz, giá trị biên độ giao động của vòng ngoài ổ lăn hộp số mới đạt 0,0188 gE, điều đó cho thấy, vòng ngoài của ổ lăn còn tốt. Đối với hộp số thực nghiệm, cũng tại tần số đó thì biên độ giao động của vòng ngoài ổ lăn là 0,306 gE và vượt ngưỡng cho phép. Đồng thời, tại tần số tự nhiên của ổ lăn cũng xuất hiện biên độ rung động đỉnh là 0,0476 gE, điều này khẳng định rằng vòng ngoài của ổ lăn xảy ra hư hỏng rất nặng. 3.3. Đối với con lăn của ổ lăn Tần số hư hỏng của vòng trong ổ lăn được xác định là 29,36 Hz. Kết quả đo rung động con lăn của ổ lăn với hộp số mới và hộp số thực nghiệm. Tại tần số 29,36 Hz cho thấy, giá trị cực đại của biên độ rung động đều không vượt quá 0,0141gE. Điều đó, thể hiện các con lăn của ổ bi còn tốt. Tuy nhiên, đối với con lăn của ổ lăn hộp số thực nghiệm, đỉnh của rung động đạt 0,584 gE, vượt xa ngưỡng cho phép. Đồng thời, tại tần số tự nhiên của ổ lăn cũng xuất hiện các đỉnh 0,4; 0,3… , các giá trị biên độ rung động này đều rất lớn. Thông qua các số liệu này cho thấy con lăn của ổ lăn xẩy ra hư hỏng nặng. Việc thực nghiệm tại ví trí số 2 và 3 đối với các ổ lăn khác trong hộp số đều cho kết quả tương tự. 4. KẾT LUẬN VÀ KIẾN NGHỊ Trong bài báo này, nhóm tác giả đã giới thiệu phương pháp chẩn đoán kỹ thuật trên cơ sở đo rung động, các phương pháp và kỹ thuật xử lý tín hiệu đo được; xây dựng được quy trình chẩn đoán các dạng hỏng điển hình của các chi tiết cơ khí trên cơ sở đo và phân tích rung động bằng thiết bị đo và phân tích rung động Microlog CMX-A44. Đồng thời, đã tiến hành thực nghiệm chẩn đoán tình trạng kỹ thuật ổ lăn của hộp số cơ khí. Các kết quả thu được là đáng tin cậy, tạo tiền đề, cơ sở khoa học cho việc tiến hành việc chẩn đoán các chi tiết khác mà trong  quá trình làm việc phát sinh rung động. ISSN 0866 - 7056 TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn 177 Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển Do điều kiện thời gian hạn hẹp, việc thực nghiệm chỉ mới được tiến hành trên hộp số cơ khí với một thông số kỹ thuật cố định, chưa đánh giá được đầy đủ các yếu tố phát sinh rung động khác trong quá trình hoạt động của nó. Vì vậy, cần tiếp tục nghiên cứu, khảo nghiệm để đánh giá thêm các yếu tố này nhằm chẩn đoán một cách đầy đủ, chính xác hơn nữa. Tài liệu tham khảo: [1]. Nguyễn Đức Huy (2011); Xây dựng mô hình rung động tham số và tính toán rung động tuần hoàn của bộ truyền bánh răng nghiêng hai cấp, Trường Đại học Bách khoa Hà Nội (Luận văn Thạc sĩ khoa học). [2]. Nguyễn Oai Hùng (2010); Nghiên cứu các giải pháp kỹ thuật để giám sát và chẩn đoán tình trạng kỹ thuật của ổ đỡ con lăn từ các tín hiệu đo rung động cơ học. Trường Đại học Bách khoa Hà Nội (Luận văn Thạc sĩ khoa học). [3]. Nguyễn Phong Điền, Nguyễn Trọng Du; Phát hiện vết nứt răng của bộ truyền bánh răng bằng phương pháp trung bình hóa tín hiệu rung động và phép biến đổi Wavelet liên tục, 178 ISSN 0866 - 7056 Tuyển tập các báo cáo khoa học tại HN Cơ học toàn quốc lần thứ IX, phân ban Động lực học và Điều khiển, Hà Nội 8-9/12/2012. [4]. Czichos, H. (2013). Handbook of technical diagnostics - Fundamentals and application to structures and systems (Editor Ed.). Springer Verlag Berlin Heidelberg. [5]. Dien, N. P. (2004). Fault diagnosis in ball bearing using the envelope analysis and the wavelet analysis. Proc. of the National Conference on Mechanics, Ha noi. [6]. Addison, P.S., M. Morvidone, J.N. Watson, & D. Clifton (2006). Wavelet transform reassignment and the use of low-oscillation complex wavelets. Mechanical Systems and Signal Processing. [7]. Al-Ghamd, A. M., D. Mba (2006). A comparative experimental study on the use of acoustic emission and vibration analysis for bearing defect identiﬁcation and estimation of defect size. Mechanical Systems and Signal Processing. [8]. Bently, D. E. (2003). Fundamentals of rotating machinery diagnostics. American Society of Mechanical Engineers. TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển NGHIÊN CỨU TỐI ƯU HÓA LỰC CẮT VÀ HỆ SỐ CO RÚT PHOI KHI GIA CÔNG GIA NHIỆT THÉP SKD11 OPTIMIZATION OF CUTTING FORCE AND CHIP SHRINKAGE IN HEAT ASSISTED END MILLING OF SKD11 TOOL STEEL Mạc Thị Bích, Luyện Thế Thạnh, Bành Tiến Long, Nguyễn Đức Toàn Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Hưng Yên TÓM TẮT Bài viết này đã sử dụng phương pháp thiết kế thí nghiệm Taguchi để nghiên cứu lực cắt và hệ số co rút phoi khi phay thép SKD11 trong môi trường gia nhiệt bằng cảm ứng điện từ. Ảnh hưởng của các thông số chế độ cắt (tốc độ cắt, tốc độ chạy dao, chiều sâu cắt) và nhiệt độ cao hỗ trợ cho quá trình cắt được đánh giá. Bài toán tối ưu hóa cho lực cắt và hệ số co rút phoi được thực hiện để nâng cao chất lượng sản phẩm. Bộ thông số điều khiển tối ưu để đạt được mức tối thiểu của lực cắt và hệ số co rút phôi là Vc = 235 m/ phút, f = 380 mm / phút, t = 0,5 mm, T = 300oC. Từ khóa: Gia công gia nhiệt; Thép SKD11; Lực cắt; Hệ số co rút phoi. ABSTRACT This paper used the Taguchi experimental design method in order to study on the cutting force and chip shrinkage in heat assisted end milling of SKD11 steel. Effect of cutting parameters (cutting speed, feed rate, cutting depth) and elevated temperatures which support for cutting procesess were evaluated. Objective optimization for minimum of the cuttting force and chip shrinkage were estimated to improve productivity quality. The optimal set of control parameters to achieve the minimum of the cutting force and the chip shrinkage is Vc = 280 m /min, f = 230 mm / min, t = 0.5 mm, T = 400oC. Keywords: Heat assited machining, SKD11, cutting force, chip shrinkage. 1. GIỚI THIỆU Sự ra đời và sử dụng rộng rãi các vật liệu chịu lực, chịu nhiệt cao, vật liệu khó cắt gọt đã làm gia tăng những khó khăn trong sản xuất. Một giải pháp được đề xuất để khắc phục những khó khăn đó là gia công có sự hỗ trợ của nhiệt độ cao hay còn gọi là gia công gia nhiệt hoặc gia công nóng. Ngành công nghiệp sản xuất đã được phát triển với những công nghệ gia công gia nhiệt khác nhau như làm nóng bằng dòng điện, hồ quang, cảm ứng điện từ cao tần, chùm laze, chùm electron và tia plasma... Tuy nhiên, tất cả các công nghệ này chỉ phù hợp cho một số phương pháp gia công chứ không phải là tất cả. Việc lựa chọn phương pháp gia nhiệt thích hợp rất quan trọng nếu không quá trình gia nhiệt  ISSN 0866 - 7056 TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn 179 Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển có thể làm hỏng phôi và không đạt được các kết quả mong muốn [1]. Baili và đồng nghiệp [2] đã nghiên cứu cải thiện tính gia công vật liệu hợp kim Ti-5553 khi tiện bằng cách nung phôi bằng nguồn nhiệt cảm ứng từ. Nghiên cứu chỉ ra rằng, lực cắt giảm 34.4% khi nhiệt độ phôi đạt 750oC. Ginta và đồng nghiệp [3] đã trình bày ảnh hưởng của quá trình gia nhiệt đến khả năng cắt gọt của vật liệu khi phay hợp kim Ti-6Al-V4 trên máy phay đứng. Việc làm nóng trực tiếp lên phôi ngay trước khi gia công đã ảnh hưởng đến lực cắt, rung động, tuổi thọ dụng cụ và tốc độ loại bỏ vật liệu. Lực cắt giảm khi gia công gia nhiệt làm giảm ứng suất lên dụng cụ cắt, tăng tuổi thọ dụng cụ và giảm rung động quá trình cắt. Độ bền vật liệu giảm còn làm thay đổi hình dáng hình học phoi. Điều này đã được chỉ ra trong nghiên cứu của Sun và đồng nghiệp khi gia công có gia nhiệt cho hợp kim Ti-6Al-V4 bằng chùm laser [4]. Phoi ở dạng phân đoạn khi gia công tại nhiệt độ phòng. Nhưng nguồn nhiệt laser và lực cắt giảm là nguyên nhân dẫn đến sự chuyển đổi từ phoi phân đoạn sang phoi dây khi gia công gia nhiệt. độ cắt, thông số hình học dụng cụ cắt, vật liệu phôi gia công, môi trường gia công v.v.. Thông thường bộ thông số công nghệ hợp lý được xây dựng dựa vào kinh nghiệm người thợ hoặc sổ tay công nghệ. Tuy nhiên, dữ liệu đó không phải lúc nào cũng tối ưu, cũng thỏa mãn đầu ra yêu cầu trong một số trường hợp như gia công vật liệu phôi mới, phương pháp gia công mới hay gia công những chi tiết có cấu trúc đặc biệt. Bài báo này trình bày nghiên cứu tối ưu hóa bộ thông số công nghệ và nhiệt độ phôi khi phay thép SKD11 có sự hỗ trợ của nguồn nhiệt cảm ứng từ với hàm mục tiêu lực cắt và hệ số co rút phoi. 2. NỘI DUNG 2.1. Vật liệu SKD11 tiêu chuẩn nhật bản [JIS-G4404] là thép hợp kim hay sử dụng trong gia công khuôn mẫu [7]. Thép SKD11có độ cứng cao, độ bền nén cao, độ dai va đập và tính chống biến dạng tốt. Bên cạnh đó nó có khả năng giữ được độ cứng ở nhiệt độ cao trong thời gian dài. Chính vì vậy, thép SKD11 thường được dùng trong sản xuất khuôn đùn, khuôn ép nhựa, khuôn đúc áp lực… hay những chi tiết có yêu cầu tính chất sử dụng đặc biệt. Thành phần hóa học của thép SDK11 được trình bày như Bảng 1. Tăng năng suất và chất lượng sản phẩm luôn là mục tiêu hàng đầu cho nhà sản xuất. Để hỗ trợ cho việc này, thiết kế tối ưu hóa quá trình cắt gọt được sử dụng rộng rãi để xác định điều kiện cắt tối ưu [5,6]. Có nhiều tham số ảnh hưởng đến quá trình cắt gọt như: Thông số chế Bảng 1. Thành phần hóa học của thép SKD11, % khối lượng [7]: C 1,4 – 1,6 Cr 11 – 13 Mo 0,7 – 1,2 Si ≤ 0,6 2.2. Thiết kế thực nghiệm Thí nghiệm được thực hiện trên máy phay MC500 của Đài Loan. Tốc độ quay trục 180 ISSN 0866 - 7056 Mn ≤ 0,6 Ni - V 0,15 – 0,3 chính 100 – 30000 vòng/phút, công suất trục chính 15 kW, tốc độ dịch chuyển của bàn máy khi gia công 30000 mm/phút, tốc độ chạy không lớn nhất: 48000 mm/phút, hành trình TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển dịch chuyển bản máy X x Y x Z = 500 x 400 x 300 mm. Không sử dụng dung dịch làm mát trong suốt quá trình gia công. Hình 1 là sơ đồ thí nghiệm phay thép SKD11 có hỗ trợ nhiệt được nung bằng cảm ứng điện từ. Bộ phận nung nhiệt gồm nguồn điện cảm ứng, thiết bị tạo tần số và cuộn dây cảm ứng. Phôi thí nghiệm có kích thước 70 mm x 31 mm x 80 mm được đặt trên đồ gá. Nghiên cứu sử dụng thiết bị đo lực cắt 3 thành phần (FX, FY, FZ) của hãng Kisler, Thụy Sỹ. Thiết bị này sử dụng cảm biến đo lực 9257B – Kisler với dải đo lực: FX = 1500 N, FY = 1500 N, FZ = 5000 N. Độ nhạy của cảm biến theo phương X, Y: 7,39 pC/N, theo phương Z: 3,72 pC/N. Dao Hướng chạy dao Phôi Đồ gá Lực kế Cuộn dây cảm ứng Thiết bị tạo tần số Nguồn điện cảm ứng từ Khuếch đại tín hiêu Thu thập dữ liệu và chiều dài lớp phoi cắt ra. Vì xác định L rất phức tạp nên để xác định hệ số co rút phoi K, phương pháp đo trọng lượng thường được sử dụng như sau: (2) Trong đó: Q, ρ theo thứ tự là trọng lượng phoi (g), tỷ trọng của vật liệu (g/cm3); fr, t là tốc độ tiến dao vòng (mm/vòng) và chiều sâu cắt (mm); Trong nghiên cứu này, chiều dài phoi được đo bằng phương pháp quét 3D kết hợp phần mềm phân tích dữ liệu 3D GOM Inspect Professional cho độ chính xác cao. Máy tính Hình 1. Sơ đồ thí nghiệm. 2.3. Hệ số co rút phoi Sự biến đổi kích thước của lớp kim loại bị cắt, do kết quả của biến dạng dẻo được đánh giá bằng hệ số co rút phoi K. Trị số hệ số co rút phoi phụ thuộc vào tất cả các yếu tố có ảnh hưởng đến sự biến dạng của phoi: Tính chất cơ lý của vật liệu gia công, hình dạng hình học của dụng cụ cắt, chế độ cắt và các điều kiện cắt khác. Nếu cho rằng, thể tích khối kim loại trước và sau khi biến dạng không đổi, chiều rộng phoi khi góc λ bé (λ<30o) thay đổi không đáng kể so với chiều rộng cắt thì K được xác định theo công thức [8]: (1) Trong đó: L và Lf theo thứ tự là quãng đường dụng cụ phải đi dọc theo bề mặt gia công Hình 2. Chiều dài phoi được đo bằng phương pháp quét 3D. 2.4. Tham số điều khiển và các mức độ Với mục tiêu thiết kế thực nghiệm và tối ưu hóa các tham số điều khiển một cách đơn giản, hiệu quả, tiết kiệm số thí nghiệm, nghiên cứu đã lựa chọn phương pháp thiết kế thực nghiệm Taguchi. Phương pháp này, cho phép mỗi tham số có thể được đánh giá độc lập và các thí nghiệm ngẫu nhiên do mảng trực giao (Orthogonal array – OA). Với khả năng thu hẹp phạm vi nghiên cứu cụ thể hoặc xác định các vấn đề trong sản xuất với dữ liệu hiện có bằng cách đánh giá cao giá trị đặc trưng cho hiệu suất trung bình gần với giá trị mục tiêu hơn là giá trị nằm trong giới hạn đặc tính kỹ thuật nhất định  ISSN 0866 - 7056 TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn 181 Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển đã làm cho phương pháp Taguchi trở thành một lựa chọn phổ biến nhằm cải tiến chất lượng sản phẩm [9]. (3) Nghiên cứu khảo sát ảnh hưởng của các tham số chế độ cắt tới độ nhám bề mặt và biên độ rung động là tốc độ cắt (Vc), tốc độ chạy dao (f), chiều sâu cắt (t) và tham số nhiệt độ hỗ trợ nung phôi trong quá trình gia công (T). Việc đo lường sự tương tác giữa các tham số thông qua tỷ số S/N. Tỷ số S/N được xây dựng cho 3 mục tiêu sau đây: Lớn hơn tốt hơn, nhỏ hơn tốt hơn, bình thường tốt hơn. Bài báo này nghiên cứu ảnh hưởng của các tham số điều khiển nói trên đến độ nhám bề mặt và biên độ rung động nên mục tiêu nhỏ hơn tốt hơn được chọn. Tỷ số S/N với mục tiêu thấp hơn tốt hơn được biểu diễn theo hàm toán học như Eq. 1 như dưới đây: Trong đó: là tổng bình phương tất cả kết quả của mỗi thí nghiệm. n là số lần đo của mỗi thí nghiệm. Bảng 2 là bộ tham số chế độ cắt và nhiệt độ gia nhiệt cho phôi với vùng nghiên cứu của tốc độ cắt, tốc độ chạy dao, chiều sâu cắt và nhiệt độ tương ứng theo thứ tự là (Vc: 190 – 280 m/ph), (f: 230 – 380 mm/ph), (t: 0.5 – 1.5 mm), (T: 200 – 400oC). Thực nghiệm được thiết kế theo phương pháp mảng trực giao Taguchi L9 với kết quả lực cắt (F) và hệ số co rút phoi (K) tương ứng như Bảng 3. Bảng 2. Tham số điều khiển và các mức độ: STT 1 2 3 4 Tham số điều khiển Vc (A) f (B) t (C) T (D) Đơn vị m/ph mm/ph mm o C Mức độ 1 190 230 0.5 200 Mức độ 2 235 305 1.0 300 Mức độ 3 280 380 1.5 400 Bảng 3. Ma trận thí nghiệm và kết quả đầu ra: TN số 1 2 3 4 5 6 7 8 9 182 Vc (m/phút) 190 190 190 235 235 235 280 280 280 f (mm/phút) t (mm) T (oC) F (N) K 230 0.5 200 62.205 1.6539 305 1 300 129.917 1.6056 380 1.5 400 155.140 1.4328 230 1 400 90.248 1.7531 305 1.5 200 224.962 1.4451 380 230 305 380 0.5 1.5 0.5 1 300 300 400 200 74.014 112.068 39.256 134.258 1.2253 1.7013 1.6314 1.2802 ISSN 0866 - 7056 TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển 2.5. Tối ưu hóa đa tham số Để tìm ra bộ tham số tối ưu đồng thời cho cả lực cắt và hệ số co rút phoi, nghiên cứu sử dụng phương pháp phân tích mối tương quan Grey (GRA). Phương pháp này, hiệu quả trong việc nghiên cứu các đối tượng có thông tin hạn chế. Công nghệ này xác định hiệu quả mối quan hệ phức tạp giữa đặc tính và chất lượng. Chính vì vậy, nó trở thành công cụ mạnh mẽ trong việc thiết kế tối ưu hóa đa tham số. Mục tiêu đầu ra của lực cắt và hệ số co rút phoi là “lower-the-better” được trình bày như công thức dưới đây: (4) Trong đó: j = 1÷ 9, m số thí nghiệm của mảng trực giao Taguchi; k = 1÷ n, n là số thí nghiệm; max Xkj và minXkj là giá trị lớn nhất và nhỏ nhất của Xkj; Skj là giá trị sau khi phân tích tương quan Grey; GRG là trọng số của tổng mối quan hệ Grey. Để xác định mối quan hệ giữa kết quả thí nghiệm tốt nhất và thực tế, một hệ số quan hệ grey GZkj được tính toán theo công thức dưới đây: (5) Trong đó: ξ là hế số phân biệt nằm trong khoảng từ 0 ÷ 1. Trong nghiên cứu này chọn ξ = 0,5. Mối tương quan Gj là một hệ số miêu tả tổng trọng số của quan hệ grey, đại diện cho đánh giá tổng thể dữ liệu thực nghiệm cho tối ưu hóa đa tham số. Gj được tính theo công thức: (6) Các giá trị chuẩn hóa của F và K, trọng số của mối tương quan Grey được trình bày trong Bảng 4. Khi trọng số GRA càng cao thì sự kết hợp của các đặc tính chất lượng càng gần với giá trị mong muốn. Qua đó, các tham số điều khiển tối ưu tương ứng với phản ứng quá trình tốt hơn. Kết quả trong Bảng 4 và Hình 3 cho thấy, thí nghiệm số 6 có giá trị trọng số của tổng mối quan hệ Grey cao nhất. Vì vậy, thí nghiệm này mang lại giá trị lực cắt và hệ số co rút phoi tối ưu nhất, sau đó là các số thí nghiệm số 7 và 9. Do đó, A2B3C1D3 là tập hợp các tham số điều khiển tối ưu để đạt được mục tiêu tối thiểu K và Ra. Bảng 4. Kết quả phân tích mối tương quan Grey: TN số 1 2 3 4 5 6 7 8 9 S (cho F) 0.264 0.686 0.787 0.477 1.000 0.363 0.601 0.000 0.704 S (cho K) 0.837 0.755 0.437 1.000 0.461 0.000 0.916 0.799 0.122 GZ (cho F) 0.655 0.422 0.388 0.512 0.333 0.579 0.454 1.000 0.415 GZ (cho K) 0.374 0.398 0.534 0.333 0.520 1.000 0.353 0.385 0.803 ISSN 0866 - 7056 G 0.514 0.410 0.461 0.422 0.427 0.790 0.403 0.692 0.609 Thứ tự 4 8 5 7 6 1 2 9 3 TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn 183  Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển Hình 3. Mối tương quan Grey tại các thí nghiệm khác nhau Bảng 5. Kết quả phân tích mối tương quan Grey: Ký hiệu Tham số A B C D Vc f t T Mối tương quan Grey 1 2 3 0.462 0.546 0.568 0.447 0.510 0.620 0.665 0.481 0.430 0.517 0.534 0.525 Bảng 5 đánh giá phần trăm ảnh hưởng của các tham số điều khiển đến mối tương quan Grey. Kết quả cho thấy, tham số C (chiều sâu cắt) có ảnh hưởng lớn nhất đến tổng hiệu suất là 58,338%. Tham số B (tốc độ chạy dao) có mức ảnh hưởng thứ hai với 29,295%. Cuối cùng tham số A (tốc độ cắt) và D (nhiệt độ) có mức ảnh hưởng thấp nhất là 12,07% và 0,297%. MaxMin Thứ tự Sum of Squares Mean Square % Ảnh hưởng 0.107 0.173 0.235 0.018 3 2 1 4 0.0063 0.0154 0.0306 0.0002 0.0032 0.0077 0.0153 0.0001 12.070 29.295 58.338 0.297 Tài liệu tham khảo: [1]. [2] [3] [4] 3. KẾT LUẬN Phương pháp Taguchi được sử dụng để thiết kế thực nghiệm phay thép SKD11 trong môi trường gia nhiệt bằng cảm ứng điện từ. Ảnh hưởng của các tham số chế độ cắt và nhiệt độ cao đến các thông số đầu ra lực cắt và hệ số co rút phoi được phân tích. Thiết kế tối ưu đa tham số được thực hiện để xác định các tham số điều khiển với mục tiêu lực cắt và hệ số co rút phoi nhỏ nhất là tốc độ cắt 235 m/min, tốc độ chạy dao 380 mm/min, chiều sâu cắt 0.5 mm và nhiệt độ 300oC. 184 ISSN 0866 - 7056 [5] [6] [7] [8] [9] G. Gurav, P. R. B, and S. Patil, “A Review on Effect of Cutting Parameters in Hot Turning Operation on Surface Finish,” vol. 4, no. 2, pp. 55–61, 2016. M. Baili, V. Wagner, G. Dessein, J. Sallaberry, and D. Lallement, “An experimental investigation of hot machining with induction to improve Ti-5553 machinability,” vol. 62, pp. 67–76, Appl. Mech. Mater, 2011. T. L. Ginta and A. K. M. N. Amin, “Thermally-assisted end milling of titanium alloy Ti-6Al-4V using induction heating,” vol. 14, no. 2, pp. 194–212, Int. J. Mach. Mach. Mater, 2013. S. Sun, M. Brandt, and M. S. Dargusch, “The Effect of a Laser Beam on Chip Formation during Machining of Ti6Al4V Alloy,” vol. 41, pp. 1573–1581, International Journal of Machine Tools & Manufacture, 2010. A. Hasçal, “Optimization of turning parameters for surface roughness and tool life based on the Taguchi method,” Volume 38, Issue 9–10, pp. 896–903, The International Journal of Advanced Manufacturing Technology, 2008. I. Mukherjee and P. K. Ray, “A review of optimization techniques in metal cutting processes,” vol. 50, pp. 15–34, Computers & Industrial Engineering, 2006. C. Wang, Y. Xie, L. Zheng, Z. Qin, D. Tang, and Y. Song, “Research on the Chip Formation Mechanism during the highspeed milling of hardened steel,” Int. J. Mach. Tools Manuf., vol. 79, pp. 31–48, 2014. Bành Tiến Long và đồng nghiệp, Nguyên lý gia công vật liệu, Nhà xuất bản Khoa học và Kỹ thuật, 2013. S. Du, M. Chen, L. Xie, Z. Zhu, and X. Wang, “Optimization of process parameters in the high-speed milling of titanium alloy TB17 for surface integrity by the Taguchi-Grey relational analysis method,” Adv. Mech. Eng., vol. 8, no. 10, pp. 1–12, 2016. TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển XÁC ĐỊNH BỘ THAM SỐ TỐI ƯU ẢNH HƯỞNG ĐẾN ĐỘ NHÁM BỀ MẶT KHI TIỆN THÉP C45 OPTIMIZATION OF PROCESS PARAMETERS DURING TURNING OF C45 STEEL BASED ON TAGICHI METHOD Phạm Thị Hoa1, Đoàn Thị Hương1, Phan Ngọc Tuấn1, Phạm Đức Thành2 1 Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Hưng Yên 2 Trường Đại học Giao thông Vận tải TÓM TẮT Chất lượng bề mặt chi tiết sau gia công luôn là vấn đề được các nhà công nghệ quan tâm, vì nó quyết định đến năng suất và hiệu quả kinh tế của sản phẩm. Để đạt được mục tiêu trên thì việc tối ưu hóa các thông số trong quá trình gia công là phương pháp đang được sử dụng rộng rãi. Nghiên cứu này, sử dụng phương pháp Taguchi để tối ưu hóa các thông số như: Vận tốc cắt, lượng chạy dao, chiều sâu cắt làm cho độ nhám bề mặt là nhỏ nhất khi tiện thép C45, bộ thông số tối ưu tìm được sẽ là V = 180 (m/phút), S = 0.15 (mm/vòng), t = 1.0 (mm). Từ khóa: Thép C45; Độ nhám bề mặt; Phương pháp Taguchi. ABSTRACT Machined surface finish is one of the most important issues considered by researchers because it directly concerns with the productivity and accuracy of the machining process. In order to improve the quality of surface finish, determination of optimal machining parameters is essentially needed. In this research, experimental turning of C45 steel was conducted with varying cutting parameters. Then, Taguchi method was used to optimize the cutting parameters including cutting speed (V), feed rate (S) and cutting depth (t). The objective of optimization is to minimize the surface roughness after turning. The optimal set of parameters were found as: V = 180(m / min), S = 0.15 (mm / cycle) and t = 1.0 (mm). Keywords: C45 steel, surface roughness, taguchi method. 1. GIỚI THIỆU Ngày nay, với sự phát triển vượt bậc của ngành chế tạo máy cùng với các nghiên cứu khoa học nhằm nâng cao năng suất và chất lượng sản phẩm sau gia công. Nghiên cứu về ảnh hưởng của các thông số đến độ nhám bề mặt như tác giả W.Grzesik [1], đã nghiên cứu một số đặc điểm của độ nhám bề mặt được tạo ra khi tiến thép hợp kim TiC và sử dụng dụng cụ cắt bằng gốm không có chất bôi trơn và có bôi trơn. Min Wang [2], nghiên cứu ảnh hưởng  ISSN 0866 - 7056 TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn 185 Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển của lượng chạy dao và thông số hình học của dao đến độ nhám bề mặt góc trước nhỏ 15o và bán kính mũi dao 0,4 mm thì làm tăng độ nhám bề mặt. Nghiên cứu cũng cho rằng, khi chọn được chế độ cắt phù hợp thì bán kính mũi dao là thông số ảnh hưởng nhiều đến độ nhám bề mặt. Nghiên cứu của Xiang Xu[3] về ảnh hưởng của độ nhám bề mặt khi tăng tốc độ cắt. Nghiên cứu đã so sánh đặc điểm hình học về độ nhám bề mặt của hai trường hợp bằng mô hình 2D và 3D. Nghiên cứu Joao Ribeiro [4] đã sử dụng phương pháp Taguchi tối ưu hóa quá trình tiện thép dao có phủ cabon vonfram, phân tích và tìm ra bộ thông số tối ưu. Nghiên cứu của k.Venkata Rao và cộng sự [5] cũng đã sử dụng phương pháp Taguchi để phân tích điều kiện cắt thông qua việc đánh giá độ nhám bề mặt và rung động của chi tiết gia công và khối lượng kim loại bị bóc tách khi khoan thép AISI 1040. Một số các nghiên cứu về tối ưu hóa bề mặt như [6], [7] cũng được các nhà nghiên cứu đề cập đến. Như vậy, độ nhám bề mặt chi tiết gia công luôn là một vấn đề mà các nhà công nghệ quan tâm vì nó liên quan đến chất lượng sản phẩm, đến năng suất gia công và hiệu quả kinh tế. Bài báo này trình bày nghiên cứu tối ưu theo phương pháp Taguchi các tham số công nghệ ảnh hưởng đến độ nhám bề mặt chi tiết khi tiện thép C45. 2. THIẾT KẾ THỰC NGHIỆM Nghiên cứu thực nghiệm ảnh hưởng của các tham số công nghệ trên máy CNC MAXXTURN 45 với các thông số kỹ thuật sau: Máy tiện có các thông số sau: Chiều dài lớn nhất của chi tiết 480mm, đường kính làm việc lớn nhất của thanh 48mm, khoảng cách giữa các tâm (mũi trục chính – mũi tâm quay) là 670 mm, khoảng cách trục chính – chống tâm (cạnh cố định) là 720mm, hành trình theo X là 160 mm, chiều Y là 10 mm. Hình 1. Máy tiện CNC Maxxturn 45. a. Phôi và dụng cụ cắt Nghiên cứu sử dụng thép C45 với hàm lượng Cácbon lên đến 0,45%. Thép được sử dụng rất nhiều trong gia công cơ khí. Ở nhiệt độ thường độ cứng của thép là 23HRC. Thép có độ cứng tương đối cao, muốn gia tăng độ cứng người ta sử dụng thêm phương pháp tôi hoặc ram. Thành phần của thép được cho trên bảng 1: Bảng 1. Thành phần hóa học của thép C45: Mác thép C45 C (%) min-max 0.42-0.50 Si (%) min-max 0.15-0.35 Mn (%) min-max 0.50-0.80 P (%) tối đa 0.025 Hình 2. Phôi gia công. 186 ISSN 0866 - 7056 TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn S (%) tối đa 0.025 Cr (%) min-max 0.20-0.40 Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển b. Dụng cụ cắt 3. THỰC NGHIỆM VÀ TỐI ƯU HÓA Nghiên cứu sử dụng dao tiện trụ ngoài gắn mảnh hợp kim với các thông số sau: Góc nghiêng chính 900, góc nghiêng phụ 200, góc sau 120: Điều kiện gia công có sử dụng dung dịch trơn nguội. 3.1. Thiết kế thực nghiệm theo Taguchi Hình 3. Dụng cụ cắt. c. Thiết bị đo nhám Sử dụng máy đo nhám SJ410 (hình 4a)– Phòng Kỹ thuật đo, Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Hưng Yên. Thông số kỹ thuật của máy như sau: Thiết bị đo nặng 3.0 kg và kích thước nhỏ gọn như một máy tính. Phạm vi đo thông số của máy lên đến 800µm và hiển thị các tham số nhám khác nhau của bề mặt đo. Kết quả đo được lấy giá trị trung bình của ba vị trí đo mỗi vị trí cách nhau 1800 như trên hình 4a. a) Thiết bị đo và vị trí đo b) Kết quả đo độ nhám Hình 4. Thiết bị đo độ nhám SJ-410, vị trí đo (hình a), kết quả đo (hình b). Đây là phương pháp quy hoạch thực nghiệm được tiến sĩ Taguchi [8] đề ra. Mục tiêu của phương pháp là thiết kế một quá trình hoặc sản phẩm ít chịu ảnh hưởng bởi các yếu tố gây ra sự sai lệch về chất lượng. Phương pháp này, với mục đích là điều chỉnh các thông số đến mức tối ưu để quá trình và sản phẩm ổn định ở mức chất lượng là tốt nhất. Taguchi đã sử dụng dãy trực giao trong quy hoạch thực nghiệm và sử dụng tối thiểu các thí nghiệm cần thiết để nghiên cứu ảnh hưởng của các thông số lên một đặc tính cần lựa chọn của quá trình hoặc sản phẩm, từ đó điều chỉnh các thông số tiến đến tối ưu nhanh nhất. Bảng 2. Bảng Taguchi L9: A B Vận tốc cắt (m/phút) Lượng chạy dao (mm/vòng) Chiều sâu cắt (mm) 1 1 1 1 2 1 2 2 3 1 3 3 4 2 1 2 5 2 2 3 6 2 3 1 7 3 1 3 8 3 2 1 9 3 3 2 Số thí nghiệm C Trong nghiên cứu đánh giá ảnh hưởng của các thông số công nghệ như: Vận tốc cắt, lượng chạy dao, chiều sâu cắt đến độ nhám bề mặt sau khi tiện thép C45. Thiết kế thí nghiệm theo Taguchi L9 và ký hiệu các thông số cắt  cho trên bảng 2. ISSN 0866 - 7056 TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn 187 Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển Tỷ lệ S/N được Taguchi phát triển là thước đo hiệu suất để chọn các mức độ kiểm soát mức độ nhiễu tốt nhất. Tỷ lệ S/N tính cả giá trị trung bình và chế độ biến thiên. Ở dạng đơn giản nhất tỷ lệ S/N là tỷ lệ trung bình (tín hiệu) với độ lệch chuẩn (nhiễu). Phương trình S/N phụ thuộc vào tiêu chí cho đặc tính chất lượng tối ưu hóa. Việc đánh giá tỷ lệ S/N giúp các nhà công nghệ biết xu hướng và mức độ ảnh hưởng của từng thông số đến độ nhám bề mặt, từ các nhận biết đó giúp các nhà nghiên cứu nhanh chóng tìm ra các thông số công nghệ và phạm vi cần tác động để tìm ra được độ nhám bề mặt sau ra công là tốt nhất. Đồng thời, từ đó cũng đánh giá riêng lẻ các ảnh hưởng của các thông số công nghệ tối ưu cho độ nhám bề mặt chi tiết sau gia công. Ngoài tỷ lệ S/N, các kết quả được kiểm tra bằng cách sử dụng phân tích phương sai ANOVA với biểu đồ Pareto để chỉ ra các tác động của các tham số đến độ nhám của bề mặt gia công. Bảng 3. Các thông số và cấp độ theo phương pháp Taguchi: Ký hiệu Tham số A B C V- Vận tốc cắt (m/phút) S- Lượng chạy dao (mm/vòng) t- Chiều sâu cắt (mm) - Đặc tính nhỏ hơn cho chất lượng tốt hơn [9]: 1 S / N = −10 log ∑ y 2 n ( ) (1) - Đặc tính định mức cho chất lượng tốt nhất: S / N = 10 log y Sy 2 (2) - Đặc tính lớn hơn cho chất lượng: 1 1  S / N = −10 log  2  (3) n y  Trong đó: là giá trị trung bình của dữ liệu, là phương sai của y, n là số lượng quan sát, và y là dữ liệu quan sát. Mục đích của nghiên cứu này là tìm các thông số công nghệ cho độ nhám bề mặt là nhỏ nhất. Do vậy, chỉ tiêu nhỏ hơn là tốt hơn được sử dụng cho bài toán. 188 ISSN 0866 - 7056 1 120 0.15 1.0 Các cấp độ 2 150 0.2 1.3 3 180 0.25 1.5 3.2. Kết quả và thảo luận Theo phân tích tỷ lệ S/N bằng phần mềm Minitab 17, kết quả phân tích cho trên hình 5, mức độ ảnh hưởng của từng thông số công nghệ đến độ nhám bề mặt. Như vậy, khi tiện thép C45 vận tốc càng tăng thì độ nhám bề mặt càng giảm, điều này do khi gia công thép C45 tốc độ cắt tăng, phoi bóc tách vật liệu ra khỏi vật liệu với tốc độ nhanh điều đó làm giảm thời gian tiếp xúc của phoi với bề mặt chi tiết đã gia công làm độ bóng bề mặt tăng lên (hình 5). Kết quả cho thấy, lượng chạy dao có ảnh hưởng lớn nhất đến độ nhám bề mặt (hình thể hiện độ dốc của biểu đồ ) mức độ ảnh hưởng lớn. Tăng lượng chạy dao ảnh hưởng đến sự biến dạng đàn hồi trong quá trình hình thành phoi, đồng thời lực cắt lúc này cũng tăng lên. Tương tự chiều sâu cắt tăng cũng làm gia tăng độ nhám bề mặt, tuy nhiên, mức độ ảnh hưởng này nhỏ (độ dốc nhỏ). TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển Bảng 4. Các trường hợp xây dựng theo mảng trực giao Taguchi: Các trường hợp 1 2 3 4 5 6 7 8 9 Các tham số ảnh hưởng V (m/phút) S (mm/vòng) t (mm) 1 (120) 1(0.15) 1(1.0) 1(120) 2(0.2) 2(1.3) 1(120) 3(0.25) 3(1.5) 2(150) 1(0.15) 2(1.3) 2(150) 2(0.2) 3(1.5) 2(150) 3(0.25) 1(1.0) 3(180) 1(0.15) 3(1.5) 3(180) 2(0.2) 1(1.0) 3(180) 3(0.25) 2(1.3) Ra (µm) S/N (Ra) 1.413 2.208 2.885 1.516 2.105 2.793 1.552 1.207 2.587 -3.0028 -6.8813 -9.2019 -3.6159 -6.4650 -8.9204 -3.8197 -1.6317 -8.2559 Bảng 5. Tổng hợp và phân tích các tham số ảnh hưởng đến độ nhám bề mặt: Tham số A B C Tỷ lệ S/N cho các cấp độ 1 2 3 -6.3620 -6.3338 -5.0132* -3.4795* -5.4367 -8.7927 -4.9623* -6.2510 -6.4956 Hình 5. Phân tích S/N trên Miniatab 17. Theo bảng phân tích thông số công nghệ để cho độ nhám bề mặt nhỏ nhất, kết quả cho thấy, tốc độ cắt ở mức V = 180 m/phút, lượng Tổng bình phương Phân phối 3.5643 43.3244 4.0712 0.0699 0.8502 0.0799 chạy dao và chiều sâu cắt mức nhỏ nhất lần lượt là S = 0,15 mm/vòng và t1 = 1̣,0 mm. Trên bảng 5, phân tích ANOM và ANOVA cũng cho thấy, vùng khảo sát các tham số của nghiên cứu khi tiện thép C45 thì tham số ảnh hưởng nhiều nhất đến độ nhám bề mặt là lượng chạy dao (S), cụ thể lượng chạy dao ảnh hưởng đến 85% trong khi đó, vận tốc cắt (V) và chiều sâu cắt (t) ảnh hưởng lần lượt là 6,9% và 7,9%. Như vậy, từ bảng và hình cho thấy bộ tham số cắt làm cho độ nhám bề mặt nhỏ nhất là A3B1C1. Để kiểm chứng kết quả này, nghiên cứu tiến hành thực nghiệm kiểm chứng bộ thông số trên và cho kết quả độ nhám bề mặt là 1,054 µm. Từ kết quả nghiên cứu này cũng giúp các nhà công nghệ có chế độ cắt phù hợp để tăng năng suất và chất  lượng sản phẩm chi tiết gia công. ISSN 0866 - 7056 TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn 189 Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển 4. KẾT LUẬN roughness in the end milling process using Nghiên cứu sử dụng phương pháp Taguchi để tối ưu hóa các tham số cắt: Vận tốc cắt, lượng chạy dao, chiều sâu cắt đến độ nhám bề mặt gia công khi tiện thép C45. Nghiên cứu tìm bộ thông số tối ưu tìm được sẽ là V = 180 (m/phút), S = 0.15 (mm/vòng), t = 1.0 (mm), sau kiểm nghiệm đo độ nhám sau khi gia công với bộ thông số trên cho thấy, độ nhám 1,054 µm. Như vậy, phương pháp này giúp nhà công nghệ có thể giảm bớt thời gian gia công và nâng cao hiệu quả kinh tế.  the Taguchi method,” Period. Polytech. Mech. Eng., vol. 61, no. 1, pp. 30–35, 2017. [5]. K. V. Rao, B. S. N. Murthy, and N. M. Rao, “Cutting tool condition monitoring by analyzing surface roughness , work piece vibration and volume of metal removed for AISI 1040 steel in boring,” Measurement, vol. 46, no. 10, pp. 4075–4084, 2013. [6]. N. Senthilkumar, J. Sudha, and V. Tài liệu tham khảo: Muthukumar, “A grey-fuzzy approach for [1]. W. Ã. Grzesik and T. Wanat, “Surface finish generated in hard turning of quenched alloy steel parts using conventional and wiper ceramic inserts,” vol. 46, pp. 1988– 1995, 2006. [2]. M. Wang, B. Xu, J. Zhang, S. Dong, and S. Wei, “Experimental observations on surface roughness, chip morphology, and tool wear behavior in machining Fe-based amorphous alloy overlay for remanufacture,” Int. J. Adv. Manuf. Technol., vol. 67, no. 5–8, pp. 1537–1548, 2013. [3]. C. Design, W. Zhao, P. Stief, J. Dantan, A. Etienne, and A. Siadat, “ScienceDirect ScienceDirect Effect of morphological evolution of serrated surface formation during high speed cutting Ti6Al4V A new methodology to analyze the functional and physical architecture of , Yutong product Liu oriented existing products for an a,” Procedia CIRP, vol. 77, no. Hpc, pp. 147– 150, 2018. [4]. J. Ribeiro, H. Lopes, L. Queijo, and D. Figueiredo, “Optimization of cutting parameters to minimize the surface the approach angle in turning AISI 1045 190 optimizing machining parameters and ISSN 0866 - 7056 steel,” Adv. Prod. Eng. Manag., vol. 10, no. 4, pp. 195–208, 2015. [7]. C. K. Chang and H. S. Lu, “Design optimization of cutting parameters for side milling operations with multiple performance characteristics,” Int. J. Adv. Manuf. Technol., vol. 32, no. 1–2, pp. 18– 26, 2007. [8]. W. H. Yang and Y. S. Tarng, “Design optimization of cutting parameters for turning operations based on the Taguchi method,” J. Mater. Process. Technol., vol. 84, no. 1–3, pp. 122–129, 1998. [9]. M. Nalbant, H. Gökkaya, and G. Sur, “Application of Taguchi method in the optimization of cutting parameters for surface roughness in turning,” Mater. Des., vol. 28, no. 4, pp. 1379–1385, 2007. TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển TỐI ƯU HÓA THÔNG SỐ CÔNG NGHỆ TRONG HÀN TỰ ĐỘNG DƯỚI LỚP THUỐC VỚI BỘT KIM LOẠI BỔ SUNG CHO ĐỘ DAI VA ĐẬP MỐI HÀN BẰNG PHƯƠNG PHÁP THIẾT KẾ THỰC NGHIỆM TAGUCHI OPTIMIZING PARAMETERS OF THE SUBMERGED ARC WELDING WITH ADDITIONAL METAL POWDER FOR IMPACT RESISTANCE BY USING TAGUCHI METHOD Lê Văn Thoài, Nguyễn Minh Tân, Nguyễn Văn Nhất Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Hưng Yên TÓM TẮT Độ dai va đập của liên kết hàn là chỉ tiêu cơ tính quan trọng ảnh hưởng rất lớn đến khả năng chịu tải trọng động của kết cấu hàn. Các thông số công nghệ hàn, vật liệu, dạng liên kết, quy trình hàn.... là những yếu tố chính ảnh hưởng đến độ dai va đập. Do đó, việc xác định các thông số công nghệ phù hợp trong các phương pháp hàn để tăng độ dai va đập của liên kết hàn là cần thiết. Nghiên cứu này, sử dụng phương pháp thiết kế thực nghiệm Taguchi kết hợp phân tích phương sai (ANOVA) đã xác định được mức tối ưu của các thông số công nghệ trong phương pháp hàn tự động dưới lớp thuốc (SAW) với bột kim loại bổ sung gồm: Dòng điện hàn, tốc độ hàn và tỷ lệ bột kim loại bổ sung đạt độ dai va đập mối hàn cao nhất. Từ đó, xây dựng được mối quan hệ toán học giữa các thông số tối ưu với độ dai va đập và đánh giá mức độ ảnh hưởng của các thông số. Từ khóa: Hàn dưới lớp thuốc(SAW); Tỷ lệ bột kim loại bổ sung; Thiết kế thực nghiệm Taguchi; Mảng trực giao; Độ dai va đập. ABSTRACT Impact resistance of welded joint is an important mechanical property which greatly affects dynamic load capacity of the welded structure. Welding technology parameters, materials, types of joints, and welding processes are the main factors affecting the impact resistance. Therefore, finding suitable technological welding parameters to increase the impact resistance of welded joint is necessary. This research using the Taguchi’s experimental design method combined with analysis of variance (ANOVA) has determined optimal level of welding parameters in the Submerged Arc Welding (SAW) with metal powder including welding current, welding speed and additional metal powder ratio for reaching the highest weld impact resistance. Then, a mathematical relationship between the optimal parameters with the impact resistance is established and the influence of the parameters on them is also evaluated. Keywords: Submerged Arc Welding (SAW); Additional metal powder ratio; Taguchi’s  Experimental Design, Orthogonal Array, Impact resistance. ISSN 0866 - 7056 TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn 191 Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển 1. GIỚI THIỆU 1.1. Công nghệ hàn SAW với kim bổ sung Phương pháp hàn SAW với bột kim loại bổ sung được phát triển trên cơ sở phương pháp hàn SAW, song sự khác nhau cơ bản của hai phương pháp là hàn tự đông SAW với bột kim loại bổ sung mối hàn được hình thành từ tổ hợp ba thành phần vật liệu hàn, kim loại bổ sung và kim loại cơ bản [10], còn hàn tự động SAW thông thường mối hàn hình thành từ tổ hợp hai thành phần là vật liệu hàn và kim loại cơ bản [1]. Hiện nay, phương pháp hàn này đã được nhiều nước trên thế giới áp dụng để chế tạo các kết cấu hàn đặc biệt với các kết cấu có chiều dày lớn. Vì, ngoài các đặc điểm của phương pháp hàn SAW, hàn tự động SAW với bột kim loại bổ sung còn có các đặc điểm nổi trội hơn, đã đươc khảng định trong các nghiên cứu, cụ thể là: - Năng suất hàn cao hơn so với hàn tự động dưới lớp thuốc thông thường 30-60% tùy thuộc việc điều khiển lượng kim loại bổ sung [6,10.12.13]. - Giảm được số lượng đường hàn tới 50% khi hàn chi tiết có chiều dày lớn [11]. - Giảm chiều rộng và có được kích thước hạt mịn tại vùng ảnh hưởng nhiệt, do đó giảm biến dạng liên kết hàn, [12,13]. - Sử dụng hiệu quả năng lượng hồ quang, tiết kiệm thuốc hàn hơn so với hàn tự động SAW, [14]. - Hiệu quả hợp kim hóa mối hàn từ bột kim loại tốt, do kim loại bổ sung không phải di chuyển qua vùng hồ quang vào rãnh hàn nên ít bị oxy hóa. Việc điều chỉnh thành phần kim loại 192 ISSN 0866 - 7056 bổ sung có thể tạo ra các mối hàn có cơ tính yêu cầu [13,14]. Trong các phương pháp hàn cơ tính của liên kết hàn là yếu tố cơ bản để đánh giá chất lượng hàn cũng như khả năng làm việc của các kết cấu hàn. Các chỉ tiêu cơ tính liên kết hàn phụ thuộc nhiều yếu tố như: Thông số công nghệ hàn, tỷ lệ bột kim loại bổ sung, vật liệu, thành phần bột kim loại cũng như quy trình hàn…Sự phụ thuộc này đã được khảo sát đánh giá trong các nghiên cứu thực nghiệm của [6,11,12,13]. Với các kết cấu chịu tải trọng động ngoài chỉ tiêu độ bền. Liên kết hàn cần đảm bảo độ dai va đập yêu cầu. Trong các kết cấu hàn nói chung thì khả năng chịu tải trong động còn hàn chế, vì vậy, việc xác định các thông số công nghệ hàn phù hợp và tỷ lệ bột kim loại bổ sung để nhận được liên kết hàn đạt độ dai va đập cao nhất là cần thiết, nhằm đáp ứng tốt nhất khả năng làm việc của các kết cấu chế tạo bằng công nghệ hàn khi chịu tải trọng động. Ứng dụng phương pháp thiết kế thực nghiệm Taguchi và phân tích phương sai (ANOVA) đã xác định được cường độ dòng điện hàn, tốc độ hàn và tỷ lệ bột kim loại bổ sung để đạt độ dai va đập liên kết hàn lớn nhất, thiết lập hàm toán học biểu diễn sự phụ thuộc các thông số nghiên cứu với độ dai va đập, từ đó đánh giá mức độ ảnh hưởng của các thông số. 1. 2. Phương pháp thiết kế thực nghiệm Taguchi và phân tích phương sai (ANOVA) 1.2.1. Phương pháp thiết kế thực nghiệm Taguchi [3,15]. Phương pháp này, được phát triển bởi Genichi Taguchi, một kỹ sư người Nhật vào cuối những năm 40 của thế kỷ 20. Taguchi cho TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển rằng, khoảng sai lệch giữa giá trị thực tế với giá trị mục tiêu của một đại lượng là một tổn thất cần khắc phục. Do đó, ông đã đưa ra dạng hàm tổn thất là hàm bậc 2: L= k(y – y0)2 (1) Với k, y, y0 lần lượt là hệ số tổn thất, giá trị đo và giá trị mục tiêu. Theo phương pháp Taguchi, các yếu tố kết hợp ảnh hưởng tới hàm mục tiêu được thực hiện thông qua các mảng trực giao (OAs) được ký hiệu tổng quát là Ln(xy), trong đó: n- Số hàng trong mảng tương ứng số thí nghiệm, x - Số mức trong cột, y- Số cột trong mảng. Xét 3 yếu tố và mỗi yếu tố 3 mức mảng trực giao L9(33). Các kết quả thực nghiệm được phân tích bằng phương pháp thống kê thông qua việc tính tỷ lệ tín hiệu so với nhiễu S/N (Signal to Noise). Tỉ số S/N là tỉ lệ giữa giá trị trung bình của tín hiệu (S) với độ lệch chuẩn (N). Tỉ lệ này phụ thuộc vào đặc trưng chất lượng của hệ thống trong quá trình tối ưu. Có 3 đặc trưng: (2) Chất lượng ứng với hàm mục tiêu Taguchi là: Lớn hơn thì tốt hơn; bình thường là tốt nhất và nhỏ hơn thì tốt hơn. Trong nghiên cứu này, áp dụng đặc trương chất lượng “lớn hơn thì tốt hơn”, tý số S/N được tính bằng công thức: Trong đó: yi, y , D, n lần lượt là: Giá trị đo của thử nghiệm thứ i, giá trị trung bình của tất cả các lần đo, phương sai và tổng số thử nghiệm cần thực hiện. 2.2. Phân tích phương sai (analysis of variance - ANOVA) [3,15] ANOVA là kĩ thuật thống kê cho phép ta định lượng ảnh hưởng tương đối của các yếu tố và tầm quan trọng của chúng tới hàm mục tiêu. Do phương sai là độ phân tán tương đối của các quan sát so với số trung bình nên việc phân tích phương sai giúp so sánh các số trung bình dễ dàng. Các bước trong phân tích phương sai gồm: Phân mức các yếu tố, vẽ đồ thị thể hiện tác động trung bình của các yếu tố; tính tổng các kết quả thí nghiệm; tính hệ số điều chỉnh yếu tố; tính tổng bình phương các yếu tố; tính bậc tự do của thực nghiệm và bậc tự do các yếu tố: Tính phương sai các yếu tố; tính tổng bình phương làm cơ sở để so sánh sự biến thiên xung quanh giá trị trung bình; tính phần trăm phân bố ảnh hưởng của các yếu tố tới hàm mục tiêu; tổng hợp các kết quả trong bảng. 2. THỰC NGHIỆM 2.1. Thiết bị hàn thực nghiệm Sử dụng thiết bị hàn tự dộng SAW “LINCOLN IDEALARC DC600” dòng cho phép hàn tới 1000A, đường kính dây hàn tới 4mm, kết hợp với thiết bị cấp bột kim loại (ЧГΠН-009), thiết bị cho phép điều chỉnh chính xác tỷ lệ cấp bột kim loại vào kim loại đắp mối hàn. 2.2. Vật liệu a) Vật liệu cơ bản làm mẫu: Thép tấm cacbon mác SS400, JIS3101-2004, tương đương mác thép A36- 05 theo tiêu chuẩn ASTM. [9], chiều dày 18mm. Loại thép này, sử dụng nhiều trong chế tạo các kết cấu hàn. Bảng 1. Thành phần hóa học của thép SS400 (%): C Si Mn Ni Cr S P 0,195 0,868 0,81 0,025 0,028 0,0043 0,028 ISSN 0866 - 7056 TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn 193  Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển thuốc được sấy ở nhiệt độ 200 -3000C trong thời gian 2- 3 giờ trước khi hàn. Bảng 2. Cơ tính của thép: Mác thép SS400 σt (N/mm2) 327 (min) σb (N/mm2) 473 δs (%) 30 (min) b) Vật liệu hàn: Gồm dây hàn và thuốc hàn. +Thuốc hàn [2,7]: Sử dụng thuốc HJ431- GB/ T5293- 1999, tương đương thuốc hàn theo tiêu chuẩn AWS.A5.17- FA2- ELI2. Thuốc này dùng để hàn thép các bon và một số thép hợp kim thấp, +Dây hàn [2]: Chọn dây hàn phù hợp với kim loại cơ bản, sử dụng dây AWS.17.EL12; d = 3,2mm. c) Bột kim loại bổ sung [8]: Sử dụng bột kim loại bổ sung mác W40.29 của hãng HOGANAS - Thuỵ Điển..Bột được sấy ở nhiệt độ 200 – 2500C, trong thời gian 2- 3 giờ trước khi hàn. Bảng 3. Đặc tính kỹ thuật của bột kim loại bổ sung mác ( W40.29): Thành phần hóa học (%) Khối lượng riêng (g/cm3) Kích thước hạt (mm) 2,9 0,4 - 2,0 2.3. Liên kết hàn [1,2] Liên kết hàn giáp mối vát mép chữ V theo tiêu chuẩn liên kết hàn tự động, kích thước một chi tiết của liên kết hàn là 18 x140 x 300 mm, để giữ kim loại bổ sung và thuốc hàn không chảy qua khe hở hàn sử dụng lót đáy bằng kim loại giống kim loại cơ bản. C Si Mn P S 0,04 0,07 0,04 0,002 0,008 Thông số liên kết: α = 340; b = 4,5 mm; mép cùn c = 1,0 mm. Kích thước mối hàn: e = 24 mm; g = 2,0 mm; Fđ = 205 mm2 Khối lượng kim loại đắp vào rãnh hàn gồm dây hàn và kim loại bổ sung là: Mđ= 30 x 2,05 x 7,85 ≈ 483g. 2.4. Thông số công nghệ thí nghiệm Hình 1. Kết cấu liên kết hàn mẫu thí nghiệm 194 ISSN 0866 - 7056 Ta chọn 3 thông số công nghệ hàn để tiến hành thí nghiệm là: Ih, Vh và tỷ lệ bột kim loại bổ sung N. Mỗi thông số chọn 3 mức, giá trị các mức được xác định dựa trên các công thức thực nghiệm và các nghiên cứu tương tự về công nghệ tự động SAW với bột kim loại bổ sung [1,6,12,14]. TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển Bảng 4. Giá trị các mức của các thông số công nghệ hàn thí nghiệm: Mức 1 2 3 Dòng hàn: Ih (A) 620 670 720 Thông số công nghệ Tốc độ hàn: Bột KL bổ sung: Vh (m/h) N (%) 17 30 20 40 23 45 Số lớp hàn 2 2 2 Khối lượng kim loại đắp mối hàn từ tỷ lệ bột kim loại bổ sung là: Mức 30%: mĐB1= mĐB2 =72,5g; mức 40%: mĐB1 = mĐB2 = 96,6g; mức 45%: mĐB1=mĐB2 =132,8g. Các mức thông số công nghệ hàn với Uh như nhau. [3,15]. + Với 3 thông số, mỗi thông số 3 mức, ta chọn mảng trực giao (L9) và tiến hành 9 thí nghiệm Hình 2. Quá trình hàn thực nghiệm hàn mẫu và một số liên kết mẫu sau khi hàn. 3. KẾT QUẢ VÀ THẢO LUẬN - Mẫu kiểm tra độ dai va đập mối hàn: Mẫu kiểm tra độ dai đập được cắt ra từ các mẫu liên kết hàn sau khi thực nghiệm và được gia công chế tạo theo tiêu chuẩn của mẫu kiểm tra độ dai va đập [5]. Bảng 5. Các phương án thí nghiệm, kết quả đo độ dai va đập và tỷ lệ S/N: STT Ih (A) Vh (m/h) N (%) Nhiệt độ (0c) AK (J/ cm2) yi2 S/N 1 620 17 30 0 70,6 4984,36 36,9761 2 620 20 40 0 65,1 4238,01 36,2716 3 620 23 45 0 43,2 1866,24 32,7097 4 670 17 40 0 45,1 2034,01 33,0835 5 670 20 45 0 79,2 6272,64 37,9745 6 670 23 30 0 74,7 5580,09 37,4664 7 720 17 45 0 48,3 2332,89 33,6789 8 720 20 30 0 57,1 3260,41 35,1327 9 720 23 40 0 63,1 3981,61 36,0006 TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn 195 - Kết quả độ dai va đập các mẫu được kiểm tra theo phương pháp ASTM 123-02 bằng thiết bị RKP 450/Zwich (CHLB Đức) tại Viện Khoa học Vật liệu. Kết quả kiểm tra độ dai va đập (AK) của các mẫu và tính tỷ lệ S/N theo đặc trưng chất lượng lớn hơn thì tốt hơn (2) cho 9 mẫu thí nghiệm được ghi trong bảng 5. ISSN 0866 - 7056  Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển Phương pháp Taguchi và phân tích phương sai (ANOVA) được sử dụng để đánh giá ảnh hưởng của các tham số tới độ dai va đập. Từ bảng kết quả 5, ta tính được phân mức cho từng yếu tố Ih, Vh, N và trung bình của tất cả các nhóm theo các công thức [3,15], kết quả như ở bảng 6. Bảng 6. Phân mức các thông số công nghệ hàn theo phân tích phương sai ANOVA: Thông số Mức 1 Mức 2 Mức 3 Dòng hàn Ih (A) 35,32 36,17 34,94 Tốc độ hàn Vh (m/h) 34,58 K/L bổ sung N (%) 36,53 Trung bình các nhóm 36,46 35,12 35,39 34,79 35,48 Căn cứ vào bảng phân mức và tỷ lệ ảnh hưởng của các yếu tố tới độ dai va đập của mối hàn ở trên, ta có các biểu đồ phân mức các yếu tố và mức độ ảnh hưởng của các yếu tố như hình 3 dưới đây: Hình 3. Biểu đồ phân mức và tỷ lệ ảnh hưởng của các yếu tố cho độ dai va đập của: a) Phân mức của Ih; b) Phân mức của Vh; c) Phân mức của N; d) Phần trăm ảnh hưởng của các yếu tố Ih, Vh và N. Căn cứ vào kết quả trong bảng 6, ta xác định phân bố ảnh hưởng của thông số công nghệ hàn tới độ bền kéo của mối hàn bảng 7. 196 ISSN 0866 - 7056 Bảng 7. Phân tích ảnh hưởng các tham số theo phân tích phương sai ANOVA: Thông số Bậc tự do thông số (fJ) Tổng bình phương (SJ) % Ảnh hưởng các yếu tố(Pj) Dòng hàn Ih (A) 2 160,269 26,69 Tốc độ hàn Vh (m/h) 2 233,679 38,93 K/L bổ sung N (%) 2 206,495 34,38 600,53 100 Tổng bình phương (ST) Từ biểu đồ phân mức của các yếu tố cho thấy: Với yêu cầu về đặc trưng chất lượng lớn hơn thì tốt hơn, mức phù hợp của các yếu tố để có độ dai va đập lớn nhất là Ih2, Vh2 và N1. Giá trị độ dai va đập dự đoán khi sự kết hợp các yếu tố ở mức như trên được tính theo công thức (3) kết quả như sau: Yopt =T + ( Ih2 − T ) + (Vh2 − T ) + ( N1 − T ) =79,51( J / cm 2 ) (3) Căn cứ biểu đồ phân bố ảnh hưởng của các yếu tố tới độ dai va đập mối hàn, nhận thấy: Vh có mức độ ảnh hưởng cao nhất là 38,93%; tỷ lệ bột kim loại bổ sung N có mức độ ảnh hưởng nhỏ hơn là 34,38% và Ih có mức độ ảnh hưởng thấp nhất là 26,69%. Điều này có nghĩa là khi cần điều chỉnh độ dai va đập mối hàn ta nên ưu tiên điều chỉnh theo thứ tự sau: Vh, N và Ih. Bằng phương pháp bình phương nhỏ nhất [4] kết hợp sử dụng phần mềm Minitab, Matlab xây dựng mô hình hồi quy tuyến tính và phi tuyến giữa độ dai va đập (Ak) và các thông số công nghệ hàn (Ih, Vh, N), để phân tích xu hướng ảnh hưởng của chúng tới mục tiêu độ dai va đập. TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển Dạng hàm hồi quy tuyến tính: Dạng hàm hồi quy phi tuyến: Khi tăng Vh và giảm N thì độ dai va đập của mối hàn sẽ tăng (hình 5.a). Khi đồng thời giảm Ih và N thì độ dai va đập của mối hàn tăng (hình 5.b) và độ dai va đập mối hàn sẽ tăng nếu tăng Vh và giảm Ih, (hình 5.c). Ak = 929,41.Ih −0,2737 .Vh0,2903 .N −0,5063 4. KẾT LUẬN Ak = 96,38 − 0,0347.Ih + 0,7924.Vh − 0,7424.N (4) (5) Kết hợp phương trình hồi quy (4), (5) xây dựng các đồ thị biểu thị ảnh hưởng của từng thông số công nghệ tới độ bền kéo như dưới đây: Hình 4. Phụ thuộc của dai va đập mối hàn vào từng thông số ở mức tối ưu dưới tuyến tính, phi tuyến 2D. Hình 5. Phụ thuộc của độ dai va đập mối hàn vào từng thông số hàn ở mức tối ưu dạng phi tuyến 3D. Căn cứ vào biểu đồ sự phụ thuộc của độ dai va đập vào các thông số công nghệ hàn và biểu thức nội suy (4) và (5), ta thấy: Độ dai va đập tỷ lệ thuận với Vh (hình 4.b) và tỷ lệ nghịch với 2 thông số Ih và N (hình 4.a,c). Kết quả nội suy dưới hai dạng hàm khá gần nhau và có sự đồng nhất về xu thế ảnh hưởng của các thông số công nghệ (Ih, Vh, N) tới độ dai va đập mối hàn, điều đó cho thấy kết quả nội suy là tin cậy và kết quả thí nghiệm khá hội tụ. Bằng phương pháp thiết kế thực nghiệm Taguchi, kết hợp với phân tích phương sai (ANOVA), bài báo đã đưa ra quan hệ giữa độ dai va đập của mối hàn và ba thông số đầu vào Ih, Vh, N trong công nghệ hàn tự động SAW với bột kim loại bổ sung. Trên cơ sở kết quả nghiên cứu thực nghiệm một số kết luận sau được rút ra: + Mức các thông số công nghệ hợp lý, đảm bảo chỉ tiêu về độ dai va đập mối hàn lớn nhất trong miền khảo sát là: Ih2= 670 (A), Vh2 =20 (m/h), N1=30 (%). + Các thông số công nghệ, tỷ lệ bột kim loại bổ sung có ảnh hưởng khác nhau đến độ dai va đập mối hàn, trong đó: Ảnh hưởng của Vh là lớn nhất: 38,93%; tỷ lệ bột kim loại bổ sung N có mức độ ảnh hưởng thấp hơn: 34,38% và Ih có mức độ ảnh hưởng thấp nhất là 26,69%. + Khi cần thiết kế mối hàn với độ dai va đập lớn nên ưu tiên điều chỉnh theo thứ tự sau Vh, tỷ lệ bột kim loại bổ sung N và Ih. + Từ phương trình hồi quy tuyến tính, phi tuyến và đồ thị biểu thị sự phụ thuộc của độ dai va đập mối hàn vào các thông số (Vh, N, Ih) cho thấy, độ dai va đập mối hàn tỷ lệ thuận Vh, tỷ lệ nghịch với tỷ lệ bột kim loại bổ sung N và Ih. Đây là cơ sở cho phép ta phân tích và điều chỉnh các tham số công nghệ trong vùng khảo sát, nhằm mục tiêu tăng độ dai va đập của mối  hàn theo yêu cầu của kết cấu. ISSN 0866 - 7056 TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn 197 Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển Tài liệu tham khảo: [1]. Ngô Lê Thông (2004); “Công nghệ hàn điện nóng chảy, Tập I, NXB. Khoa học và Kỹ thuật, Hà Nội. [2]. Nguyễn Văn Thông (2007); “Vật liệu hàn”, NXB. Khoa học và Kỹ thuật, Hà Nội. [3]. Nguyễn Trọng Hùng, TS. Phùng Xuân Sơn (2016); “Giáo trình thiết kế thực nghiệm trong chế tạo máy” , NXB. Xây dựng. [4]. Bùi Minh Trí (2005); Xác xuất thống kê và quy hoạch thực nghiệm’’, NXB. Khoa học và Kỹ thuật, Hà Nội. [5]. Tiêu chuẩn Quốc gia - TCVN 5402: 2010, ISO 9016: 2001; “Thử phá hủy mối hàn trên vật liệu kim loại- thử va đập”. [6]. Viện Nghiên cứu Cơ khí, Bộ Công Thương (2001); “Nghiên cứu và đưa vào ứng dụng trong sản xuất các công nghệ hàn tiên tiến, vật liệu hàn chất lượng cao phục vụ các ngành đóng tầu thủy, đầu máy xe lửa, thiết bị hóa chất, dầu khí và thiết bị áp lực”, Báo cáo tổng kết đề tài nghiên cứu khoa học công nghệ cấp Nhà nước, KHCN 05-05, tr 65- 76. [7].http://feilongweldingflux.com/ joomlashine/147-feilong-fused-flux-hj431-2 [8]. https://www.hoganas.com/globalassets/ media/sharepoint-documents/Brochuresandda tasheetsAllDocuments/IronpowderforWeldin gApplications.pdf 198 ISSN 0866 - 7056 [9]. https://zh.scribd.com/doc/219973528/Jisg3101-Ss-400-Steel [10]. Houldcroft P T (1989), “Submerged Arc Welding”,Abington publishing, Woodhead Publishing Ltd in association with The Welding Institute Cambridge England. [11]. By N. Bailey, (1991) “Submerged Arc Welding Ferritic Steelswith Alloyed Metal Powder” , Supplement to the Welding Journal August 1991. [12]. Phillip D. Thomas (1986), “Automatic submerged arc welding with metal power additions to increase productivity and maintain quality”, newport news shipbuiding 4101 Washington avenue newport news, va 23607. [13]. Sachchida Nand1*and Pravin Kumar Singh2# “Effect of addition of metal powder on deposition rate mechanical properties and metallographic property of weld joints during submerged arc welding process”, Journal of Machining and Forming Technologies .Volume 6, Numbers 3-4. [14]. Tušek. J, Suban. M, “High-Productivity Multiple-Wire Submerged-Arc Welding and Cladding with Metal-Powder Addition”. [15]. Rạnit K.Roy,’ (2001),’’ Design of Experiments using the Taguchi Approach – 16 step to Product and process Improvement’’, Awiley – interscience publication , John willey & sons, inc. TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển A SIMULATION STUDY OF BI-FUEL SYSTEM GASOLINE-LPG IN A USED 4-STROKE MOTORCYCLE Tien Han Nguyen1, Dien Minh Vu1, Khanh Nguyen Duc2, Vinh Nguyen Duy3 1 Hanoi University of Industry, Vietnam 2 Hanoi University of Science and Technology, Vietnam 3 Phenikaa University, Hanoi, Vietnam ABSTRACT The study shows simulation results of in-used motorcycles characteristics using bi-fuel of gasoline and liquefied petroleum gas (LPG). Consequently, simulation procedures were performed by using a comemercial software to optimize the operation process of the fuel supply system in order to adapt the engine charateristics such as the engine performance, fuel consumption and emissions fueled by either gasoline or LPG. In the fact that, the control program of this in-used fuel supply system of the original motorcycle has been to control LPG quantity supplied for the one. The results showed that the test motorcycle well operated on either gasoline or LPG on the new design. Furthermore, the specific fuel consumption and exhaust emissions of the test motorcycle can be reduced dramatically in case of using LPG. It can be concluded that the gasoline motorcycles can be operate flexibly on bi-fuel in order to reduce the fuel consumption and exhaust emissions. Keywords: Bi-fuel, LPG, Flexible vehicle, Renewable energy, Exhaust emission. TÓM TẮT Nghiên cứu cho thấy, kết quả mô phỏng các đặc tính của xe máy đang sử dụng nhiên liệu kép của xăng và khí hóa lỏng. Do đó, các quy trình mô phỏng đã được thực hiện bằng cách sử dụng phần mềm thương mại để tối ưu hóa quy trình vận hành của hệ thống cung cấp nhiên liệu, nhằm điều chỉnh các đặc tính của động cơ như hiệu suất động cơ, mức tiêu thụ nhiên liệu và khí thải được cung cấp bởi xăng hoặc LPG. Trong thực tế, chương trình điều khiển của hệ thống cung cấp nhiên liệu được sử dụng này của xe máy nguyên bản là để kiểm soát lượng LPG cung cấp cho một chiếc. Kết quả cho thấy, xe máy thử nghiệm hoạt động tốt trên cả xăng hoặc LPG trên thiết kế mới. Hơn nữa, mức tiêu thụ nhiên liệu cụ thể và lượng khí thải của xe máy thử nghiệm có thể giảm đáng kể trong trường hợp sử dụng LPG. Có thể kết luận rằng, xe máy xăng có thể hoạt động linh hoạt trên nhiên liệu kép để giảm mức tiêu thụ nhiên liệu và khí thải.  Từ khóa: Nhiên liệu kép, LPG, xe linh hoạt, năng lượng tái tạo, khí thải. ISSN 0866 - 7056 TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn 199 Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển 1. INTRODUCTION Motorcycles contributes remarkably to the economic and social development of Vietnam. with more than 40 million motor vehicles. consequently, the emissions from motorcycles are the main pollution sources in this country. In order to improve the air quality , the Vietnam government has declared a policy to minimize the emissions from major sources by applying Euro II Standard for new vehicles since 2007 [1-5]. The emission standard will continue to tighten in 2017 when the Euro III will become effective as of 2017. The main emissions from gasoline vehicles compose of NOx, CO, CO2, and unburned hydrocarbons (HC). The reaction mechanism leading to emissions of HC, CO, and NOx from modern vehicles has been researched and described obviously by John Heywood [2,6]. Incomplete combustion causes for the formation of HC and CO in vehicle exhaust. Meanwhile, NO formation occurs primarily as a result of the thermal dissociation of molecular oxygen to give oxygen atoms reacting with nitrogen molecules to give NO. This is known as the Zeldovich mechanism [6]. The development of emission standards and emission control technologies for gasoline engines have led to control NOx, CO, CO2, and HC. Recently, alternative energies have been performed as the solution to replace traditional energy sources used for internal combustion engines such as gasoline, diesel. Known as propane autogas, LPG is a clean-burning, high-energy alternative fuel that has been being considered by scientists worldwide to use for vehicles. P.R. Chitragar et al. performed an experimental study to analyze the combustion and emission of a 4-stroke gasoline engine running on LPG. It revealed that toxic emissions CO, HC and 200 ISSN 0866 - 7056 NOx were improved for LPG at idle conditions than gasoline [7]. The investigation of the ultra-lean combustion direct-injection LPG engine for passenger-car applications under the US Standard Driving Cycle Mode was also conducted by J. H Kim et al. [8]. Their results showed that the particle emissions of the lean combustion were higher than those of the original combustion, but considered as acceptable levels based on the upcoming emission standards. In another research, the effects of the LPG temperature on the engine operating characteristics were experimentally investigated on a test spark ignition engine. Consequently, the LPG temperature contributing to the change in a wide band of the spark ignition engine effects directly to engine performance and NO emission characteristics. In Vietnam, the scientists have recently focused on finding out renewable and alternative energy sources to replace traditional energy and contribute to develop agriculture in the countryside. Many studies have concentrated on using ethanol as the potential energy source applied to motorcycles [2]. They showed that motorcycles can well operate with a fuel mixture of ethanol and gasoline corresponding to the low content of ethanol. Some studies have also performed to use LPG for lightduty vehicles or motorcycles using carburetor. These studies obtained some worthy results, and are the foundations for the development of renewable and alternative energy in Vietnam. However, they are limited in application due to the cumbrous design and high cost of the modified fuel supply systems. This research aims to investigate a new fuel supply system for fuel injected motorcycles in order to flexibly run on either LPG or gasoline. TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển Due to the difference between physicalchemical properties of LPG and gasoline such as the density, kinematic viscosity, heat value and latent heat of vaporization, it is necessary to modify the structure of the original fuel supply system. Consequently, LPG fuel was injected to the intake manifold by an independent gaseous injector and controlled by a second ECU. The performance and emission of the test motorcycle using either LPG or gasoline were evaluated after the modification. The results of this study are the foundation for applying widely LPG as the alternative energy to replace the traditional gasoline fuel in order to solve the energy crisis and environmental problems. 2. SIMULATION PROCEDURES In this research, the engine simulation model was conducted by using AVL Boost software as showed in Fig.1. Theoretical backgrounds including the basic equation and calculation models for all components of the model are clearly described in [9]. 2.1. Gorverning equations of this research The calculation of the high pressure cycle of an internal combustion engine is based on the first law of thermodynamics as given in Eq. (1) and Eq (2). d( mc .u ) dα dmc dα = = − pc . dm dV dα + dQF dα dme −∑ dQW dα − hBB . dmBB (1) dα dm dm ∑ dαi − ∑ dα − ∑ dαBB + ∑ devt (2) Where mc is the mass in the cylinder, u is the specific internal energy, pc is the cylinder pressure, V is the cylinder volume, QF is the fuel energy and QW is the wall heat loss, α is the crank angle, hBB is the enthalpy of blow-by, mBB is the blow-by mass flow, dmi is the mass element flowing into the cylinder, dme is the mass element flowing out of the cylinder and mev is the mass of evaporating fuel. It means that the change of the internal energy in the cylinder is equal to the sum of piston work, fuel heat input, wall heat losses and the enthalpy flow due to blow-by. 2.2. Combustion and heat transfer model Fig.1. Simulation model of tested engine Where as: 1-Air cleaner; 2-Restriction; 3- Injector; 4-Cylinder; 5-Pleum. BOOST uses the AVL MCC (Mixture Controlled Combustion) model to predict the combustion characteristics and the rate of heat release in direct injection compression ignition engines. The model requires the number of injector holes, the hole diameter, the discharge coefficient of the injector holes and the rail pressure to calculate the effective hole area, velocity and kinetic energy of the fuel jet. By shortening the ignition delay due to developments in recent years, the causal and time-related connection between injection and combustion has become very close. The heat transfer to the walls of the  ISSN 0866 - 7056 TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn 201 Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển combustion chamber, i.e. the cylinder head, the piston and the cylinder liner, is calculated from Eq. (8) Qwi = Ai ⋅ α i ⋅ (Tc − Twi ) (3) Where Qwi is the wall heat flow, Ai is the surface area, αi is the heat-transfer coefficient, Tc is the gas temperature in the cylinder and Twi is the wall temperature. The heat-transfer coefficient αi ¬is usually calculated using the Bargende [19, 20] model which considers expressly the effect of the combustion process on the engine heat transfer introducing an additional term ∆ as following: α i (ϕ ) = a.D − 0.2  w(ϕ ). ρ (T , p )   .λ (T ).   ( ) µ T   Table 1. Specifications of test engine and vehicle: Branch and model Net weight Dimensions Transmission Mileage (km) Engine Fuel system Starting system Displacement (cc) Bore x Stroke Max engine speed Max power output Max torque output Honda, Future X Fi 2010 107 kg 1932x711x1092 mm 4 speed forward manual 15.000 km Single cylinder, OHC 2 valves, Spark ignition Port fuel injection Electric starter 124.8 cm3 52.4x57.9 mm 8000 rpm 5.5kW/7000 rpm 10.2 Nm/6000 rpm 3. RESULTS AND DISCUSSION 0.78 .∆ (4) 3.1. Simulation comparison the in-cylinder temperature and pressure Where α is the instantaneous heat transfer coefficient, φ is the crank angle, a is the constant in the Re-Nu-correlation, D is the diameter of a sphere of the same volume as the instantaneous cylinder volume, λ is the heat conduction coefficient, w is the characteristic velocity, ρ is the density, μ is the dynamic viscosity and ∆ is the combustion term. Simulation comparisons of the in-cylinder temperature and pressure corresponding to gasoline and LPG fuel at the operating point of 7000 rpm and full throttle are shown in Fig. 2. The temperature and pressure of the combustion process in case of LPG are smaller than those of gasoline due to not only the lower heating value but also the effect of LPG gaseous taking place in the intake manifold that reduces the mass of air. 2.3. Test fuels and motorcycle selections In this research, the simulation studies were conducted based on the test engine, a Honda Fi 125 model, popularly used in Vietnam corresponding to the properties are listed in Table 1. Based on the engine parameters, the LPG injector and second ECU were designed suitably for the operation of test motorcycle. The test fuels used in this study are commercial gasoline (RON 92) and LPG in Vietnam market. 202 ISSN 0866 - 7056 Fig.2. Simulation comparison of in-cylinder temperature and pressure. TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển 3.2. Comparison of the combustion parameters 3.3. Comparison of the engine performance Fig. 3 shows the comparisons of combustion parameters, including rate heat release (HRR), ignition delay and combustion duration of the test engine fueled with gasoline and LPG. In this simulation, the HRR was modelled as the function of in-cylinder pressure and chamber combustion volume. When LPG is injected into intake manifold, a large volume of the intake air will be replaced by LPG. This contributes to the reduction of inducted mixture; therefore, it resulted in the decrease of heat release rate, in-cylinder temperature, and in-cylinder pressure as seen in Fig. 3. The peak of the HRR is 15.9 J/deg at a crank angle of 366 degree and 11.1 J/deg at a crank angle of 368 degree for test engine fueled with gasoline and LPG, respectively. Meanwhile, the ignition delay, defined as the time interval between the start of ignition and the start of combustion, of the engine fueled with LPG is longer than that of gasoline because of lower combustion rate and higher ignition point. In addition, the combustion duration of the engine fueled with LPG, defined as the duration of 5-90% mass fraction burned, is also longer than that of the engine fueled with gasoline. The Fig. 4 shows the simulation comparison of the engine performance curves as a function of the motorcycle speed when running on either gasoline or LPG. The effective power of the test motorcycle decreased about 15% to 18% in average when using LPG because of the lower heating value and reduction of the intake mixture caused by LPG taking place in the intake manifold. The different values varied from 13% to 21% in range of speed from 10 km/h to 70 km/h. However, the average specific energy consumption (SEC) of the test motorcycle using LPG was reduced dramatically up to 10% in comparison with that of gasoline because of the gaseous type of LPG due to a better mixture formation that contributed to more complete combustion process. Corresponding to both types of fuel, the average specific energy consumption is minimum at the speed of approximately 5000 rpm. Meanwhile, the engine power are maximum at approximately 7000 rpm. Fig.4. Comparison of perfomance with gasoline and LPG fuels. 4. CONCLUSION Fig.3. Simulation comparison of combustion parameters. In this paper, the efficiency improvement and exhaust emissions of the motorcycle fueled  ISSN 0866 - 7056 TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn 203 Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển by eihter gasoline or LPG were performed. It can be observed that using LPG instead of gasoline causes the improvements exhaust emissions. In addition, an average improvement of 10% of engine efficiency can be obtained. Therefore, a reduction of fuel consumption can be achieved by using LPG if the fuel system of the motorcycle is modified suitably. However, the engine performance of the test motorcycle also degraded dramatically in comparison with the original fuel supply system. Consequently, the future research should concentrate to solve this problem in order to apply this design in worldwide application.  Reference: [1]. As Vietnam urbanises, air pollution grows in big cities, http://en.nhandan.com.vn/scitech/ environment/item/4550302-as-vietnamurbanises-air-pollution-grows-in-big-cities. html. [2]. N.D., Khanh, N.T., Han, N.D. Vinh, Performance enhancement and emission reduction of Anh T, Duy V, Thi H, Xa H (2018) Experimental Investigation on Establishing the HCCI Process Fueled by N-Heptane in a Direct Injection Diesel Engine at Different Compression Ratios. Sustainability 10:3878. doi: 10.3390/su10113878. [3]. Duc KN, Duy VN (2018) Study on performance enhancement and emission reduction of 204 ISSN 0866 - 7056 used fuel-injected motorcycles using bi-fuel gasoline-LPG. Energy Sustain Dev 43:60–67. doi: 10.1016/j.esd.2017.12.005. [4]. Jiaqiang E, Pham MH, Deng Y, et al (2018) Effects of injection timing and injection pressure on performance and exhaust emissions of a common rail diesel engine fueled by various concentrations of fishoil biodiesel blends. Energy. doi: 10.1016/j. energy.2018.02.053. [5]. Nguyen Duc K, Nguyen Duy V, Hoang-Dinh L, et al (2019) Performance and emission characteristics of a port fuel injected, spark ignition engine fueled by compressed natural gas. Sustain Energy Technol Assessments. doi: 10.1016/j.seta.2018.12.018used motorcycles using flexible fuel technology, J. Energy Inst (2016) 1-8. [6]. J.B. Heywood, Internal Combustion Engines Fundamentals, International ed., Mc-Graw Hill, New-York, 1988. [7]. P.R. Chitragar, An experimental study on combustion and emission analysis of four cylinder 4-stroke gasoline engine using pure hydrogen and LPG at idle condition, Energy Procedia 90 ( 2016 ) 525 – 534. [8].. J. Kim, K. Kim, S. Oh, An assessment of the ultra-lean combustion direct-injection LPG (liquefied petroleum gas) engine for passengercar applications under the FTP-75 mode, Fuel Sci. Technol. Int. 154 (2016) 219–226. [9]. AVL: Thermodynamic cycle simulation Boost, Boost user’s guide, Version 3.2. TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển NUMERICAL STUDY ON THE CARBON CONCENTRATION IN LARGE SIZE SAPPHIRE DURING CZOCHRALSKI GROWTH METHOD MÔ PHỎNG SỐ VỀ NỒNG ĐỘ CÁC BON TRONG TINH THỂ SA PHIA KÍCH THƯỚC LỚN ĐƯỢC TẠO RA BẰNG PHƯƠNG PHÁP CZOCHRALSKI Tran Phu Nguyen1, Jyh-Chen Chen2, Huy-Bich Nguyen1 1 Nong Lam University, Ho Chi Minh City (Vietnam) 2 National Central University, Jhongli (Taiwan) ABSTRACT In this study, the flow, temperature and carbon concentration distributions in the melt during the CZ growth process are numerically investigated in a 100kg sapphire. The chemical reactions of the decomposition of the molten melt, between the graphite and oxygen, and the dissolved of the CO back to the melt are taken into account. The results show that the magnitude and distribution of the carbon concentration in the melt is strongly affected by the convective flow. The maximum solute concentration always occurs at the free surface of the melt closed to the crucible sidewall. The solute concentration at the crystal-melt interface decreases from the triple point to the centerline of crystal. Keywords: Numerical simulation, Sapphire, Czochralski method, Carbon concentration. TÓM TẮT Trong nghiên cứu này, sự phân bố dòng chảy, nhiệt độ và nồng độ các bon trong 100 kg sa phia nóng chảy bằng phương pháp Czochralski được nghiên cứu bằng mô hình số. Các phản ứng hóa học về sự phân hủy của sa phia nóng chảy, giữa than chì graphit và oxy và sự hòa tan của CO trở lại sa phia nóng chảy đã được tính toán. Kết quả cho thấy, nồng độ và sự phân bố carbon trong sa phia nóng chảy bị ảnh hưởng mạnh mẽ bởi dòng chảy đối lưu. Nồng độ các bon là cực đại ở bề mặt tự do lỏng-khí, gần với vách nồi chứa. Nồng độ các bon tại bề mặt rắn-lỏng của tinh thể giảm nếu xét từ điểm ba thể đến đường tâm của tinh thể.  Từ khoá: Mô phỏng số; Sa phia; Phương pháp Czochralski; Nồng độ các bon. ISSN 0866 - 7056 TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn 205 Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển 1. INTRODUCTION Sapphire single crystal is widely used for the as an important material in modern optic-electronic technology nowadays and the demand for sapphire substrates has increased significantly been enlarged in recent years [1,2]. However, one of the primary challenges faced in the manufacturing of sapphire substrates are to produce low bubble defect sapphire crystal. Therefore, it is necessary to optimize the growth parameters during the growth process to reduce the formation of bubble defects which significantly degrade the crystal quality. There have been several studies on the formation, distribution and transport mechanism of bubble defects in sapphire crystal. Bunoiu et al. [3] found that bubbles in shaped sapphire crystal may originate from gas from the thermal decomposition of molten alumina, the reaction between the molten alumina and the crucible, the dissolved gas which was an initial component in the raw material, the atmosphere, the crucible material and the influence of graphite devices. Moreover, when graphite is taken into account, it has the main influence on the principal gas species which is CO. Borodin et al. [4] investigated the effect of the design features of the dies on the distribution of gas inclusions in sapphire rods produced by the Stepanov method in experiments. Their results indicated that the crystallization front region where the velocity in the melt is at its minimum has the highest gas-impurity concentration. After analyzing the gas phase composition in a W-Al2O3 system, Kostomarov et al. [5] reported that the W(s) can react with molten Al2O3(l) in a low-pressure furnace. Li et al. [6] observed that at a low pulling rate during crystal growth by the CZ method, the crystal-melt interface becomes flattered and the bubble density low 206 ISSN 0866 - 7056 and concentrated close to the crystal edge. Moreover, the composition of aluminum oxide melt strongly depends on the temperature in the crucible and the molten melt. In details, the dissociation reactions inside the aluminum oxide melt may form alumina and oxygen at very high overheating (T > 2150 °C). There have been few numerical simulations of the movement of the solute concentration during sapphire crystal growth. From 2000 to 2005, Nicoara [7,8,9] studied thermal flow and solute segregation in an Edge-Defined Film-Fed Growth (EFG) system through numerical simulations. They assumed that bubbles would form at places where the solute concentration is high and that solute segregation is important for void prediction. Their results show that the flow motion has a strong influence on solute segregation and distribution, i.e., solutes are rejected near the crystal-melt interface region where the flow motion is quite small. In 2008, Fang et al. [10] simulated the temperature distribution and flow motion in order to reduce inclusions in the melt by controlling the melt flow. They found that as the rotation rate of the crystal increases, the shape of the crystal-melt interface changes from convex to concave, possibly pushing solutes away from the interface. In 2017, Hur et al. [11] modeled the solute concentration in a CZ sapphire crystal. They found that by using an additional heater, the thermal gradient and the convexity of the crystallization front could be decreased and the solutes would move to the outer edges of the crystal. The global simulation of oxygen and carbon impurities in a undirectional solidification multicrystalline silicon furnace was studied by Gao et al [12]. The results implied that the resultant CO is transported back to the free melt surface by diffusion or convection, then the CO is TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển dissolved into the melt and the C and O atoms are segregated into the crytal. However, in none of the numerical simulations mentioned in the literature has consideration been given to any of the real chemical reactions in the system. In author’s previous paper [13], only the chemical reaction between the alumina oxide and tungsten crucible wall is taken into account. To the best of our knowledge, graphite is rarely used in the CZ furnace in spite of their very low cost. The main reason is the effect of bad effect of CO which is formed from the reaction between graphite and oxygen in the furnace. Therefore, it is necessary to predict the solute distribution during crystal growth while considering the graphite effect. This can help to improve the quality of the resultant crystal by showing how to reduce the density of bubble defects in the sapphire. In this study, the effect of the flow field on the carbon concentration in the melt during the CZ growth process is investigated. The chemical reactions of the decomposition of the molten melt, between the graphite and oxygen, and the dissolved of the CO back to the melt also taken into account. The aim of this work is to predict the solute origin and distribution during crystal growth while considering the graphite effect. This could improve the optical quality of the resultant sapphire crystal. 2. MATHEMATICAL MODEL NUMERICAL PROCEDURE AND The heat transfer, flow motion and solute transport in the Czochralski furnace are modelled using a 2D axisymmetric geometry; a schematic diagram is shown in Fig. 1. In their consideration of the effect of the crucible material on the principal gas species, Bunoiu at al. [14] proved that tungsten has a weak influence on the gas species while a molybdenum system is more detrimental to aluminum oxide than a tungsten system. Therefore, tungsten is selected as the material for the 380 mmI,D × 400 mmH × 10 mmT crucible in this model. The assumptions applied in the present model are as follows: (1) the configuration is 2D axisymmetric; (2) a quasi-steady stage is assumed due to the very slow growth rate (2 mm/h); (3) the melt is assumed to be an incompressible Newtonian fluid with the Boussinesq approximation and the Argon gas is assumed to be laminar; (4) the viscous dissipation and the free surface deformation are negligible; (5) the surface tension is assumed to decrease linearly with the increase of temperature. Fig.1. Schematic diagram of the CZ furnace. Solute impurity is generated from the chemical reactions of the decomposition of the molten melt, between the graphite and oxygen, and the dissolved of the CO back to the melt: Al2 O3 (l)→1.5O2 (g)+2Al(g) (1) 1/2 O2 (g)+C(s)→CO(g) (2) CO(g)→1/2 O2 (l)+C(l) (3) In above equation, (1), (2), (3) are performed for the vaporation of Al2O3 out of  ISSN 0866 - 7056 TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn 207 Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển the melt, the reaction at hot carbon surface and the transportation of CO back to the melt, respectively. The boundary conditions for thermal and flow fields were reported in previous papers [13]. The boundary conditions for solutes fields are [15]: At the free surface of the melt: (4) At the crystal-melt interface: (5) Hw is the enthalpy at the wall; x0 is the mole fraction of oxygen. In this study, the differential governing equations and boundary conditions are solved using the COMSOL Multiphysics finite-element software. In the modeling, an unstructured mesh is used due to the complicated geometry. The meshes near the crucible wall, the crystalmelt interface and the free melt surface are carefully refined since these regions have the higher solute gradients, as illustrated in Fig. 2. To save the computational time and the computer memory, the triangular element number of 116,878 which has the reasonable accuracy of the results has been adopted. The physical properties used in the simulation are listed in Table 1. At the hot carbon surface: (6) Where Dg is the diffusion coefficient of the binary system; p ∗A is the vapor pressure of the pure solute element; K is the Boltzmann constant; Z is the gas depth (unfilled melt height) in the crucible; k0 is the segregation coefficient; v is the pulling rate; m Ċ is the mass loss rate of carbon; β is the blowing coefficient; He is the enthalpy at the boundary layer edge, Fig.2. Mesh distribution in the local crystal and crucible regions. Table 1: Physical properties used in the simulation [13] 208 ISSN 0866 - 7056 TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển 3. RESULTS AND DISCUSSION The flow, thermal and carbon concentration fields in the melt are investigated. The crystal diameter is 210 mm and the total mass of aluminum oxide in the crucible is 100kg. The Argon flow rate is fixed at 4 slpm. In this study, the crystal length which is defined as the height of a sapphire crystal with a constant diameter, is 55 mm. Fig.3 shows the streamlines, velocity and isotherms in the melt. Since the Grashof number is about 1.3 × 106 − 4.1 × 106 , the buoyancy-driven convection is dominant. The buoyancy convection forms a vortex within the melt, flowing up at the sidewall and down at the centerline. Fig. 3. (a) Streamlines and velocity, m/s (left-hand side) and isotherms, K (right-hand side). Fig.4. Shows the carbon concentration distributions in the melt for 55 mm crystal length. The results show that the magnitude and distribution of the carbon concentration in the melt is strongly affected by the convective flow. This may be explained by the relatively high Schmidt number, which is defined as the ratio of momentum diffusivity to mass diffusivity (Sc = 190). Solute transport in the melt is driven by diffusion and convective flow motion. For a higher Schmidt number, the solute boundary layer is very thin and the solute distribution in the melt is controlled mainly by the convective flow motion rather than the diffusion. This tendency is familiar with the results in author’s previous paper [13]. Fig.4. Carbon concentration distribution, mol/ m3, through surface (left-hand side) and through contour (right-hand side) in the melt. Fig.5 shows the carbon concentration in the melt along the crystal-melt. It can be seen that the maximum solute concentration always occurs at the free surface of the melt closed to the crucible sidewall. The solute concentration at the crystal-melt interface decreases from the triple point to the centerline of crystal. It may due to the source of concentration which comes from the transportation of CO back to the melt at the free melt-gas surface. Fig. 5. Carbon concentration, mol/m3, along the crystal-melt. ISSN 0866 - 7056 TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn 209  Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển 4. CONCLUSIONS A numerical simulation was performed in order to investigate the flow, temperature and carbon concentration distributions in the melt during the CZ growth process. The results show that the magnitude and distribution of the carbon concentration in the melt are strongly influenced by the convective flow and the thermal distribution, since both Prandtl and Schmidt numbers are very high. Moreover, the carbon concentration decreases from the triple point to the centerline along the crystal-melt interface. References: [1]. Mark S. Akselrod et al. (2012), “Modern trends in crystal growth and new applications of sapphire”, Journal of Crystal Growth 360, 134-135. [2]. F.J. Bruni et al. (2013), “Will Czochralski Growth of Sapphire Once Again Prevail?”, Acta. Phys. Pol. A 124, 213-218. [3]. O.M. Bunoiu et al. (2010), “Gas bubbles in shaped sapphire”, Progress in Crystal Growth and Characterization of Materials 56, 123145. [4]. A. Borodin et al. (1985), “Control over gas bubble distribution in shaped sapphire crystals”, Cryst. Res. Technol. 20, 301-306. [5]. D.V. Kostomarov et al. (2011), “Oxidation of Tungsten in the W-Al2O3 System at Temperatures from 2350 to 2500 K and Pressures from 1 to 105 Pa”, ISSN 0020-1685, Inorganic Materials 47, 152–155. [6]. H. Li et al. (2013), “Bubble defects distribution in sapphire bulk crystal grown by Czochralski technique”, Optical Materials 35, 1071-1076. 210 ISSN 0866 - 7056 [7]. I. Nicoara et al. (2000), “On void engulfment in shaped sapphire crystals using 3D modeling”, Journal of Crystal Growth 218, 74-80. [8]. O. Bunoiu et al. (2001), “Numerical simulation of the flow field and solute segregation in Edge-Defined Film-Fed Growth”, Cryst. Res. Technol. 36, 707-717. [9]. O.M. Bunoiu et al. (2005), “Fluid flow and solute segregation in EFG crystal growth process”, Journal of Crystal Growth 275, 799805. [10]. H. Fang et al. (2008), “Reducing melt inclusion by submerged heater or baffle for optical crystal growth”, Cryst. Growth Des.8, 18401848. [11]. M.J. Hur et al. (2017), “Crystal front shape control by use of an additional heater in a Czochralski sapphire single crystal growth system”, Journal of Crystal Growth 747, 2430. [12]. B. Gao et al. (2010), “Global Simulation of Coupled Carbon and Oxygen Transport in a Unidirectional Solidification Furnace for Solar Cells”, Journal of The Electrochemical Society 157, H153-H159. [13]. Tran Phu Nguyen et al. (2017), “Effect of crucible and crystal rotations on the convexity and the thermal stress in large size sapphire crystals during Czochralski growth”, Journal of Crystal Growth 468, 514-525. [14]. O. M. Bunoiu et al. (2005), “Thermodynamic analyses of gases formed during the EFG sapphire growth process”, Journal of Crystal Growth 275, 1707-1713. [15]. Z. Liu et al. (1993), “A model for dopant concentration in Czochralski silicon melts”, J. Electrochem. Soc. 140. TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển A COMPARATIVE STUDY OF GENERAL CORRELATIONS OF TURBULENT BURNING RATE RELEVANT TO SPARK IGNITION ENGINE SO SÁNH NHỮNG ĐƯỜNG ĐẶC TÍNH CHUNG CỦA TỐC ĐỘ CHÁY RỐI Ở ĐIỀU KIỆN THÍ NGHIỆM LIÊN QUAN ĐẾN ĐỘNG CƠ ĐÁNH LỬA CƯỠNG BỨC Nguyen Minh Tien, Nguyen Le Chau Thanh Da Nang University of Education and Technology ABSTRACT Improving engine efficiency and reducing emissions require a thorough understanding of turbulent premixed flame propagation. This report presents turbulent burning velocities (ST) of prevaporized iso-octane/air mixtures over wide ranges of the equivalence ratio (ϕ= 0.9~1.25, Le ≈ 2.94~0.93), the r.m.s. turbulent fluctuating velocity (u′ = 0 ~ 4.2 m/s), pressure p = 0.5 ~ 5atm at T = 358~373K, where Le is the effective Lewis number. Results indicate that Le < 1 flame propagate faster than Le > 1 flame at any fixed conditions of p, T, u′, resulting in the very scattering of normalized iso-octane ST/SL data versus u′/SL, where SL is the laminar burning velocity. However, when the effect of Le is properly considered in some scaling parameters used in previous correlations, all scattering iso-octane ST/SL data can be fitted by several modified general correlations, regardless of different ϕ, Le, T, p, and u′, showing self-similar propagation of turbulent spherical ﬂames. The uncertainty analysis of these modified general correlations is also discussed. Keywords: Iso-octane; high-pressure turbulent burning velocity; Lewis number; general correlations; self-similar spherical flame propagation. TÓM TẮT Hiểu rõ tốc độ cháy rối của hỗn hợp nhiên liệu trong buồng cháy là chìa khóa quan trọng để cải thiện mức tiêu hao nhiên liệu và giảm thiểu ô nhiễm. Trong nghiên cứu này, hỗn hợp iso-octane/ không khí ở các mức hòa trộn (ϕ=0.9~1.25, Le≈2.94~0.93) được đốt cháy trong buồng đốt đẳng áp tại áp suất p=0.5~5atm, nhiệt độ T=358~373K và cường độ nhiễu loạn đẳng hướng của hỗn hợp cháy (u′=0~4.2m/s), trong đó Le là số Lewis. Kết quả cho thấy, ở cùng điều kiện p,T,và u′, tốc độ của màn lửa có Le<1 lan truyền nhanh hơn màn lửa có Le>1. Vì vậy, độ chuẩn hóa dữ liệu giữa (ST/SL) và (u′/SL) là khá thấp, trong đó SL là tốc độ cháy tầng. Tuy nhiên, khi số Le được xem xét như một thông số chính ảnh hưởng đến mối tương quan chung của tốc độ cháy rối, dữ liệu (ST/SL) có thể được biểu thị bằng 5 đường đặc tính chung, bỏ qua sự khác biệt về ϕ,Le,T,p, and u′; cho thấy tính tương quan trong sự lan truyền của màn lửa cháy rối dạng hình cầu. Những đường đặc tính chung này và sai số của chúng được phân tích và so sánh. Từ khóa: Iso-octane; Tốc độ cháy rối ở áp suất cao; Số Lewis; Đặc tính chung; Tính tương  quan của sự lan truyền màn lửa hình cầu. ISSN 0866 - 7056 TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn 211 Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển 1. INTRODUCTION This report is based on the recent published papers [1] which studied on general correlations of high-pressure (p) and hightemperature (T) turbulent burning velocities (ST) with the consideration of the effective Lewis number (Le), where Le was estimated by the ratio between thermal diffusivity and mass diffusivity with the mass diffusivity being that of the deficient reactant and the abundant inert, i.e. Le ≈ Lefuel (Leoxygen) for lean (rich) mixture. In [1], values of ST for various liquid and gaseous fuel/air mixtures, i.e. pre-vaporized stoichiometric iso-octane with Le ≈ 1.43 at T = 423K, hydrogen at the equivalence ratio ϕ= 0.6 with Le ≈ 0.58 at 298K, and propane at ϕ= 0.7 with Le ≈ 1.62 at 298K, were measured, using the same dual-chamber, constant high-pressure/ temperature, fan-stirred cruciform burner capable of generating near-isotropic turbulence as that used in [2] for gaseous methane fuel/ air mixtures measurements. It was found that these very scattering ST data with Le < 1 and Le > 1 [1] together with previous methane data at 300K/423K with Le ≈ 1 [2] can be represented by four modified general correlations originally proposed by Bradley et al. [3] (see E q.1), Kobayashi et al. [4] (see Eq.2), Chaudhuri et al. [5] (see Eq. 3), and Shy et al. [6] (see Eq. 4) when their scaling parameters were rescaling and grouping with Le-n, each representing a single curve with small data scattering, where the power exponent n = 0.38 for the Bradley’s correlation, n = 0.5 for the Shy’s and the Chaudhuri’s correlations, and n = 0.39 for the Kobayashi’s correlation. To further validate these four modified general correlations as briefly discussed in [1], the present study selects iso-octane as a fuel over a range of ϕ = 0.9 ~ 1.25 with Le = 212 ISSN 0866 - 7056 2.94 > 1 ~ Le = 0.93 < 1, the r.m.s. turbulent fluctuating velocity (u′ = 0 ~ 4.2 m/s), and p = 0.5 ~ 5 atm at two different temperatures 358 K and 373 K to measure the wanted ST data of lean and rich iso-octane/air mixtures. These iso-octane ST data are of fundamental and practical importance, as iso-octane is the major surrogate component of gasoline and its burning velocities under high-p, high-T, high-u′ relevant to high thermal efficiency gasoline engines and gas turbines are still rare (probably only available data were those reported by Lawes et al. [7] and by the authors [1]). Hence, the aforesaid four modified general correlations along with Ritzinger’s correlation (see Eq. 5) [8], as described in Eqs. (1-5) below, are compared against the present lean and rich isooctane ST data with Le > 1 and Le < 1 via their goodness of fitting for scattering analyses and/ or a mean absolute percentage error (MAPE). The first correlation is the Bradley’s correlation [3]: (1) (2) α (3) (4) (5) Eq. (5) by Ritzinger has been tested against methane/air ST data at high-pressure TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển gas engine conditions [9], while Eqs. (1-4) have not yet done so. The feasible application of these five correlations, Eqs. (1-5), to SI engines for ST prediction is evaluated by using MAPE value [10] as below. (6) xexp,i is the experimental value i, xcorr,i is the value predicted by the correlation, and n is the number of the data group under examination. 2. EXPERIMENTAL SETUP The same experimental methodology as previous studies used in Refs. [1,2] is applied to measure ST of iso-octane/air mixtures at ϕ = 0.9, 1.0, 1.25 (or 1.2) with Le ≈ 2.94, 1.43, 0.93 over a broad range of u′ = 0 ~ 4.2 m/s and p = 1 ~ 5 atm at two different temperatures 358 K and 373 K. The reason to select these values of ϕ is to have roughly the same laminar burning velocity (SL) for comparison, i.e. ϕ = 0.9 (SL = 41 cm/s) and ϕ = 1.25 (SL = 40.2 cm/s) at T = 358K; ϕ = 1.0 (SL = 45 cm/s) and ϕ = 1.2 (SL = 44.6 cm/s) at T = 373K. Other values of SL are SL = 45 cm/s at ϕ = 1.0 (T = 358K) and SL = 41.7 cm/s at ϕ = 0.9 (T = 373K). For completeness, a simplified sketch of the 3D cruciform burner resided in a large pressure vessel with optical accesses is added, as shown in Fig. 1, alongside the Schlieren imaging arrangement. Pinhole Mirror Fuel/Air System LED Convex Lens Releasing Valve Perforated Heater Plate Fan 10 HP Motor Quartz Windows High-Speed Camera Pinhole Electrode Mirror Figure 1. The high-pressure/temperature, double-chamber explosion facility for premixed turbulent combustion studies [11]. We first vacuum the heated 3D cruciform burner, then inject appropriate mole fraction of prevaporized iso-octane and air by means of the partial pressure method to the desired initial pressure, and mix well the iso-octane/air mixture by the two counterrotating fans. Our dual-chamber, constant pressure, fan-stirred explosion facility can provide a uniform temperature distribution with less than 1oC variation in the experimentation domain because of using a pair of heated perforated plates and 20 pieces of surface heaters [1,2]. A run begins by centrally-ignited the mixture using a pair of cantilevered electrodes to form a spark kernel that develops into spherical flame propagation which is recorded by high-speed Schlieren imaging to obtain the time evolution of the average π , where A(t) is the area flame radii enclosed by the laminar/turbulent flame front. The experimentation domain is set at 0.17 to avoid the ignition influence at the early stage of kernel development and the wall effects at the later stage of flame propagation, where the minimum wall confinement radius of the 3D cruciform bomb Rmin is about 150 mm. For turbulent flame speeds calculation, is directly obtained by the time differentiation  on the raw data of d in the range of 25 mm ISSN 0866 - 7056 TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn 213 Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển where LI and  are the turbulent integral length scale and the kinematic viscosity of reactants. As such, the increase of ST with increasing p at fixed u′ is mainly due to the increase of ReT,flow at elevated pressure, since v ~ ρ-1 ~ p-1. (p, φ) = (1 atm, 0.9) (a) Laminar Case <R> ≈ 35 mm mm and SF is determined as the slope of the best linear-fit of within the same range. It is found that the average of is essentially equal to SF [1,2]. Using the density correction and Bradley’s mean progress variable converting factor for Schlieren spherical flames, the turbulent burning velocity at c ̅=0.5, ST,c=0.5 ≈ (ρb/ρu)SF(<R>c=0.1/<R>c=0.5)2, can be obtained, where the subscripts b and u indicate burned products and unburned reactants. 16.2 ms Figure 2 shows the effects of Le and p on the emergence of small scale structures and the increase of average flame propagation rate at fixed u′ with increasing p for both (a) laminar and (b) turbulent cases, where all images have almost the same <R> = 35 mm. At any fixed p, the elapsed instants after ignition, as indicated in Fig. 2, show that Le < 1 flames (2nd and 4th columns) propagate much faster than Le > 1 flames (1st and 3rd columns). SL decreases with increasing p (see the elapsed times in Fig. 2a), even though the flame at 5 atm appears more wrinkling due to the emergence of cellular structures all over the flame surface especially that at 5 atm and Le ≈ 0.93 < 1 (see 4th column image in Fig. 2a). For the turbulent case at constant u′ = 1.4 m/s (Fig. 2b), the turbulent flame propagates faster with increasing p under both Le > 1 and Le < 1 conditions, where the turbulent wrinkled flames at 5 atm are full of very small scale structures. These fine structures are mainly due to the reduction of the thickness of the laminar flamelets (δL) at high pressure which promotes hydrodynamic instability, but they contribute little to the increase of ST. This is because when the flow turbulent Reynolds number (ReT,flow = u′Li/V) can be kept constant, ST actually decreases with increasing pressure, similar to SL, showing a global response of burning velocities to the increase of pressure [5], 214 ISSN 0866 - 7056 (5 atm, 0.9) (5 atm, 1.25) 13.0 ms 22.8 ms 16.4 ms u' = 1.4 m/s <R> ≈ 35 mm (b) Turbulent Case 3. RESULTS AND DISCUSSION (1 atm, 1.25) u' = 0 11.4 ms Le ≈ 2.94 7.8 ms Le ≈ 0.93 10.6 ms Le ≈ 2.94 6.8 ms Le ≈ 0.93 Figure 2. High-speed Schlieren imaging of lean and rich iso-octane/air expanding spherical flames at ϕ = 0.9 with Le ≈ 2.94 > 1 and ϕ = 1.25 with Le ≈ 0.93 < 1 at 358K. The images at almost the same <R> ≈ 35 mm are selected for comparison having 110 mm x 110 mm view field. (a) Laminar case: u′ = 0; (b) turbulent case: u′ = 1.4 m/s. Figure 3(a) reveals the relationship between the normalized turbulent burning velocity (ST,C=0.5/SL) and the normalized turbulent intensity (u′/SL) for Le < 1 and Le > 1 iso-octane/air flames at 358 K over a range of p = 1 ~ 5 atm. As expected, these data are very scattering with very poor goodness (R2 = 0.37 ~ 0.51), showing a strong influence of Le on ST,C=0.5. Again, ST,C=0.5/SL decreases with increasing Le at any fixed u′/SL. The increase of ST,C=0.5/SL with u′/SL is not linear due to the bending at higher u′/SL. Figure 3(b) presents laminar and turbulent burning velocities as a function of temperature at four different values of u′ for the stoichiometric iso-octane/ air mixture at 1 atm. Both values of SL and ST,C=0.5 increase with increasing T, representing by the power law as indicated in Fig. 3b, where T0 = 298K. TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn 10 (a) Iso-octane (T = 358 K, p = 1 ~ 5 atm) + 9 φ = 1.25 (Le ≈ 0.93) y = 3.70*x0.34, R2 = 0.37 ST,c=0.5/SL 8 6 + 5 + + + + + + + ++ + + ≈ 1.43) + φ = 1.0 (Le0.38 2 y = 3.06*x 4 3 + + 7 1 + 2 3 , R = 0.51 φ = 0.9 (Le ≈ 2.94) y = 2.65*x0.38, R2 = 0.41 + 4 5 6 7 8 u'/SL 9 10 11 12 13 Burning Velocities, SL and ST, c = 0.5 (m/s) Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển 3.5 (b) Iso-octane (φ = 1, p = 1 atm) u' ≈ 4.2 m/s 3 ST ~ (T/T0)1.07 2.5 u' ≈ 2.8 m/s 2 ST ~ (T/T0)0.64 1.5 ST ~ (T/T0)0.07 u' ≈ 1.4 m/s 1 u' = 0 0.5 0 350 SL ~ (T/T0)1.3 360 370 380 390 400 Temperature (K) 410 420 430 Figure 3. (a) Normalized turbulent burning velocities at c ̅ = 0.5 plotted against turbulent intensities (u′/SL). (b) Effect of temperature on flame speed of stoichiometric iso-octane at 1atm. Using Eqs. (1-5), Figure 4 shows that these very scattering ST,C=0.5 data with Le < 1 and Le > 1 in Fig. 3 can be well represented, regardless of different fuels, ϕ, p, T, u′ and Le used, showing self-similar turbulent flame propagation. The goodness of fitting (R2) the modified equations is quite good, where R2 ≥ 0.84, except R2 of Eqs. (1) & (4). Figure 4. Normalized turbulent burning velocities for iso-octane/air mixtures plotted against three different scaling parameters: (a) Eq.1; (b) Eq. 2; (c) Eq. 3; (d) Eq. 4, and (e) Eq.5 in which both Le < 1 and Le > 1  data sets are collapsed onto single curves. ISSN 0866 - 7056 TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn 215 Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long: 60 năm Xây dựng và Phát triển Figure 5 presents the MAPE values by which the lower the MAPE means more accuracy of the correlation. We see that all MAPE are smaller than 13%, percentages for the aforesaid five general correlations are less than 13%, showing that these general correlations are reasonably good. Among them, the best is Eq. (5) proposed by Ritzinger [8] with a lowest MAPE of 8.8% and the second best is Eq. (2) proposed by Kobayashi et al. [4,12] with a MAPE of 9.4%. The other three general correlations (Eqs. 1, 3, 4) have roughly the same MAPE (11.5% ~ 13%). It should be noted that Eq. (2) is probably the most convenient one to use, because it does not require any length scales of turbulence and flame. 13 13 MAPE (%) 12 12.3 11.5 11 10 9 9.4 8.8 8 7 Eq.5 Eq.2 Eq.1 Eq.4 Eq.3 Figure 5. The accuracy of five general correlations determined by MAPE. 4. CONCLUDING REMARKS Turbulent burning velocities of prevaporized iso-octane/air mixtures having Le < 1 and Le > 1 are measured under elevated pressures and temperatures relevant to gasoline engine or gas turbine conditions. Five general correlations with the consideration of the Lewis number effect are applied and analyzed, each of them all showing reasonably nice goodness of fitting and low MAPE value, which should be useful to estimate the engine stability and reactivity under varying parameters. 216 ISSN 0866 - 7056 References: [1]. M.T. Nguyen, et al., (2019), "General correlations of high pressure turbulent burning velocities with the consideration of Lewis number effect", Proc. Combust. Inst. 37, 2391-2398. [2]. L.J. Jiang, et al., (2016), "High-temperature, highpressure burning velocities of expanding turbulent premixed flames and their comparison with Bunsentype flames", Combust. Flame 172, 173-182. [3]. D. Bradley, et al., (1992), "Flame stretch rate as a determinant of turbulent burning velocity", Phil. Trans. R. Soc. Lond. A 338, 359-387. [4]. H. Kobayashi, et al., (2005), "Burning velocity correlation of methane/air turbulent premixed flames at high pressure and high temperature", Proc. Combust. Inst. 30, 827-834. [5]. S. Chaudhuri, et al., (2012), "Flame speed and selfsimilar propagation of expanding turbulent premixed flames", Phys Rev Lett. 108, 1-5. [6]. C. Liu, et al., (2012), "High-pressure burning velocities measurements for centrally-ignited premixed methane/air flames interacting with intense near-isotropic turbulence at constant Reynolds numbers", Combust. Flame 159, 2608-2619. [7]. M. Lawes, et al., (2012), "The turbulent burning velocity of iso-octane/air mixtures", Combust. Flame 159, 1949-1959. [8]. J. Ritzinger, (2013), "Einfluss der Kraftstoffe RON95, Methan und Ethanol auf Flammenausbreitung und Klopfverhalten in Ottomotoren mit Abgasrückführung", ETH ZÜRICH, Ph.D. thesis, http://hdl.handle.net/20.500.11850/76841 [9]. A. Ratzke, et al., (2015), "Validation of turbulent flame speed models for methane–air-mixtures at high pressure gas engine conditions", Combust. Flame 162, 2778-2787. [10]. E.M. Burke, et al., (2016), "A comparison of turbulent flame speed correlations for hydrocarbon fuels at elevated pressures", ASME Turbo Expo 2016: Turbomachinery Technical Conference and Exposition Combustion, Fuels and Emissions, V04BT04A043. [11]. M.W. Peng, et al., (2013), "High pressure ignition kernel development and minimum ignition energy measurements in different regimes of premixed turbulent combustion", Combust. Flame 160, 17551766. [12]. H. Kobayashi, et al., (2000), "Flame instability effects on the smallest wrinkling scale and burning velocity of high-pressure turbulent premixed flames", Proc. Combust. Inst. 28, 375-382. TẠP CHÍ CƠ KHÍ VIỆT NAM, Số đặc biệt tháng 3 năm 2020 www.cokhivietnam.vn

TAPCHICKVN-SODACBIET-VINHLONG

Products

Support

TAPCHICKVN-SODACBIET-VINHLONG

Add this document to collection(s)

Add this document to saved

Suggest us how to improve StudyLib